construÇÃo e avaliaÇÃo de modelos de hidrociclone...
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Universidade Estadual de Campinas
Faculdade de Engenharia de Alimentos
Departamento de Engenharia de Alimentos
CCOONNSSTTRRUUÇÇÃÃOO EE AAVVAALLIIAAÇÇÃÃOO DDEE MMOODDEELLOOSS DDEE
HHIIDDRROOCCIICCLLOONNEE PPAARRAA TTRRAATTAAMMEENNTTOO DDEE ÁÁGGUUAA
RREESSIIDDUUÁÁRRIIAA
Dissertação apresentada à Faculdade de Engenharia de Alimentos da Universidade
Estadual de Campinas, para obtenção do
Título de Mestre em Engenharia de Alimentos.
Campinas - SP
2007
VVíívviiaann TTaavvaarreess ddee AAnnddrraaddee
Engenheira de Alimentos
PPrrooff.. DDrr.. RRaannuullffoo MMoonnttee AAlleeggrree
Orientador
PPrrooff.. DDrr.. MMaauurroo ddee PPaauullaa MMoorreeiirraa
Co-orientador
i
FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA DA FEA – UNICAMP
Titulo em ingles: Construction and evaluation of hydroclyclones models for wastewater treatment Palavras-chave em inglês (Keywords): Hydroclyclone, Oil in water emulsions, Wastewater treatment, Saccharomyces cerevisiae, Environment Titulação: Mestre em Engenharia de Alimentos Banca examinadora: Ranulfo Monte Alegre Fernando Antônio Cabral José Euclides Paterniani Jean Carlo Allanis Programa de Pós-Graduação: Programa em Engenharia de Alimentos
Andrade, Vívian Tavares de An24c Construção e avaliação de modelos de hidrociclone para
tratamento de água residuária / Vivian Tavares de Andrade. – Campinas, SP: [s.n.], 2007.
Orientador: Ranulfo Monte Alegre Co-orientador: Mauro de Paula Moreira Dissertação (mestrado) – Universidade Estadual de
Campinas. Faculdade de Engenharia de Alimentos. 1. Hidrociclone. 2. Emulsão de óleo em água. 3.
Tratamento de efluentes. 4. Saccharomyces cerevisiae. 5. Meio ambiente. I. Alegre, Ranulfo Monte. II. Moreira, Mauro de Paula. III. Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de Engenharia de Alimentos. IV. Título.
(ckn/fea)
ii
VÍVIAN TAVARES DE ANDRADE
CCoonnssttrruuççããoo ee aavvaalliiaaççããoo ddee mmooddeellooss ddee hhiiddrroocciicclloonnee ppaarraa ttrraattaammeennttoo ddee áágguuaa
rreessiidduuáárriiaa
Aprovada em
COMISSÃO EXAMINADORA
___________________________________________________
Prof. Dr. Ranulfo Monte Alegre
Universidade Estadual de Campinas - Unicamp
(Orientador)
Dissertação apresentada à Faculdade de Engenharia de Alimentos da Universidade Estadual de Campinas, para obtenção do Título de Mestre em Engenharia de Alimentos.
iii
___________________________________________________________
Prof. Dr. Fernando Antônio Cabral
Universidade Estadual de Campinas - Unicamp
(Membro)
___________________________________________________
Prof. Dr. José Euclides Paterniani
Universidade Estadual de Campinas - Unicamp (Membro)
___________________________________________________
Prof. Dr. Jean Carlo Allanis
Fundação Educacional de Barretos - FEB
(Membro)
iv
Dedico
aos meus pais Vanda e Valmir pela vida,
à minha irmã Vanessa pelo apoio,
à minha avó por todo amor,
e ao Luis por todo carinho.
v
AGRADECIMENTOS
A Deus por me conceder uma vida repleta de bênçãos e realizações;
À minha família por todo amor, incentivo
e apoio que sempre me concederam;
Ao Luis Buenes pelo carinho e força
dispensada nos momentos difícies;
À Faculdade de Engenharia de Alimentos/Unicamp especialmente ao Departamento de
Engenharia de Alimentos pela oportunidade;
À CAPES pela concessão da bolsa;
Ao Prof. Dr. Ranulfo por ter sido mais do que um orientador, um grande amigo em todos os
momentos;
Ao Prof. Dr. Mauro pela orientação e acima de tudo pela amizade e paciência;
Aos professores membros da banca pelas sugestões e contribuições apresentadas;
vi
Aos colegas do laboratório de Processos Fermentativos e Tratamento de Resíduos do
DEA/FEA/UNICAMP pela companhia e ajuda durante a execução do trabalho;
À Jaqueline pelo auxílio nas análises e discussões durante o experimento;
Aos amigos Fábio, Eveline, Gabriela e Michelle pela companhia, conversas e momentos de
descontração;
Meus mais sinceros agradecimentos.
vii
“A coisa mais indispensável a um homem é reconhecer o uso que deve fazer do seu próprio
conhecimento” (Platão).
viii
RREESSUUMMOO
Neste trabalho foram construídos cinco tipos de hidrociclones, seguindo as geometrias
recomendadas por Rietema (1961) e Bradley (1965), para avaliação da eficiência de separação de
óleo emulsionado em água. O objetivo foi maximizar a eficiência do hidrociclone como pré-
depurador de águas residuárias. Emulsões de óleo em água e soluções com partículas de carvão e
Sacaromyces cerevisiae foram mantidas num tanque de alimentação com agitador mecânico, para
completa homogeneização das emulsões e suspensões. Os hidrociclones foram alimentados por
meio de uma bomba centrífuga. Um dos hidrociclones tinha uma parte cônica no topo, sem a
presença do tubo inserido na parte cilíndrica (CM1). Em um segundo modelo (CM2) foi
introduzido uma rosca sem fim com onze passos, na parte cilíndrica do hidrociclone para
aumentar o tempo de residência das partículas no campo centrífugo. O hidrociclone (CM3) foi
diferenciado do CM2 pela inserção de um tubo cilíndrico na parte central. O hidrociclone (CM4)
foi diferenciado do modelo de Bradley pela inserção de uma rosca sem fim. Também foi
construído um hidrociclone modelo de Bradley para fins de comparação. Amostras foram
coletadas na alimentação, underflow e overflow para posterior determinação da concentração de
óleo emulsionado em água. O método de DQO, conforme descrito no Standard Methods, foi
usado na determinação da concentração de óleo, usando uma curva padrão. A eficiência global do
hidrociclone de Bradley foi maior que dos modelos CM1 e CM2, entretanto a eficiência global de
separação desses hidrociclones operando sob condições de reciclo foi significativamente maior
que em modo contínuo. O hidrociclone CM2 apresentou maior eficiência que o modelo CM1. O
hidrociclone CM3 não apresentou diferença significativa de eficiência global em relação ao
modelo tradicional de Bradley, apresentando eficiência global semelhante à do hidrociclone CM2
operando em sistema de reciclo, portanto em relação ao CM2, o hidrociclone CM3 foi um pouco
ix
mais eficiente. A eficiência global do hidrociclone CM4 foi semelhante à apresentada pelo
hidrociclone de Bradley. Os hidrociclones estudados não foram eficientes para a concentração de
células de Saccharomyces cerevisiae e nem na separação de finas partículas de carvão.
Palavras Chave: Hidrociclone. Emulsão de óleo em água. Tratamento de efluentes.
Sacaromyces cerevisiae. Meio Ambiente.
x
ABSTRACT
In this work five different hydrocyclones were constructed based on geometry recommended by
Rietema (1961) and Bradley (1965), for evaluation of the efficiency to separate emulsified oil
from water. Its aim was to maximize the hydrocyclone efficiency as wastewater pre-depurator.
Oil-in-water emulsions and solutions with particles of coal and Sacaromyces cerevisiae in water
were maintained in a agitate tank to ensure the complete homogenization of the emulsions and
solutions. The hydrocyclones were feed through a centrifugal pump. One of the hydrocyclones
has two conical parts and one cylindrical part (CM1). In a second model a static screw with
eleven threads was inserted in the cylindrical part of the hydrocyclone to increase the course of
the particles in the centrifugal field (CM2). The hydrociclone (CM3) was differentiated of CM2 for
the insertion of a tube in its central part. The hydrocyclone (CM4) was constructed from Bradley
model hydrocyclone for the insertion of a static screw with six threads. Also it was constructed a
Bradley model for ends of comparisons. Samples of the water-oil emulsion were collected at the
feed, underflow and overflow to determined the oil concentration. The COD test, as
recommended by Standard Methods, was used to determine the oil concentration, after the
sample dilution. The overall efficiency of separation oil of the Bradley model hydrocyclone was
better than the hydrocyclones CM1 and CM2, therefore the overall efficiency of separation of
these hydrocyclones operating in recycle was significantly higher than without recycle, under
same operating conditions. The CM2 model had overall efficiency higher than the CM1 model.
No higher significant difference was found with the increase of the power pump, as well as no
higher significant difference of overall efficiency was found between CM3 and Bradley model
xi
hydrocyclones. The hydrocyclones studied cannot efficiently separate Sacaromyces cerevisiae or
coal powder from water with high efficiencies.
Keywords: Hydrocyclone. Oil-in-water emulsions. Wastewater treatment. Sacaromyces
cerevisiae. Environment.
xii
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO 1
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 3
2.1 Tratamento de águas residuárias 3
2.1.1 Águas residuárias 3
2.1.2 Tratamento de águas residuárias 4
2.1.2.1 Tratamento Preliminar 4
2.1.2.2 Tratamento Primário 5
2.1.2.3 Tratamento Secundário 5
2.1.2.4 Tratamento Terciário 7
2.2 Hidrociclones 7
2.3 Mecanismos de separação no hidrociclone 11
2.4 - Equacionamento 16
2.5 - Eficiência de hidrociclone 21
2.6 - Separações centrífugas 25
2.7 - Utilização do hidrociclone para separação de microorganismos 26
3. MATERIAIS E METODOS 28
3.1 - Construção dos modelos de hidrociclones 28
3.2 - Utilização do hidrociclone para concentração de células de Saccharomyces cerevisiae
suspensas em água 36
3.3 - Material de ensaio 36
3.3.1 - Preparo das emulsões e soluções de alimentação sistema 36
3.3.1.1 - Preparo das emulsões de óleo em água 36
3.3.1.2 - Preparo das suspensões de Saccharomyces cerevisiae 37
3.3.1.3 - Preparo das suspensões de carvão vegetal 37
3.4 - Procedimentos experimentais 38
3.4.1 - Determinação da concentração de óleo emulsionado em água. 39
3.4.2 - Determinação da concentração de Saccharomyces cerevisiae 39
3.4.3 - Determinação da concentração de partículas de carvão 39
3.5 - Balanço de massa do sistema 40
xiii
3.6 - Análise adimensional do sistema 41
4 - RESULTADOS E DISCUSSÃO 45
4.1 - Hidrociclone CM1 45
4.2 - Hidrociclone CM2 50
4.3 - Hidrociclone CM3 55
4.4 - Hidrociclone CM4 57
4.5 - Hidrociclone modelo de Bradley 58
4.6 - Utilização de modelos de hidrociclone para concentração de Saccharomyces cerevisia. 61
4.7 - Utilização de modelos de hidrociclone para concentração de partículas de carvão 63
5. CONCLUSÃO 68
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 69
xiv
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 Esquema do hidrociclone mostrando as principais dimensões 8
Figura 2 Esquema mostrando o escoamento interno no hidrociclone 13
Figura 3 Esquema simplificado mostrando o balanço de massa de um
hidrociclone 22
Figura 4 Esquema do ensaio com o hidrociclone mostrando seus
principais componentes 28
Figura 5
Esquema do hidrociclone (CM1) mostrando as principais
dimensões. Di – Diamêtro da abertura de alimentação; Dc –
Diâmetro da parte cilíndrica; Do – Diâmetro do overflow; Du –
Diâmetro do underflow; L – Altura do hidrociclone; L1 – Altura
da seção cilíndrica; θ - Ânglo do cone
31
Figura 6 Esquema de reciclo da alimentação do hidrociclone (CM1)
mostrando seus componentes 32
Figura 7
Esquema do hidrociclone (CM2) mostrando as principais
dimensões. Di – Diamêtro da abertura de alimentação; Do –
Diâmetro do overflow; Du – Diâmetro do underflow; L – Altura
do hidrociclone; L1 – Comprimento da seção cilíndrica; θ -
Ânglo do cone
33
Figura 8
Esquema do hidrociclone (CM3) mostrando as principais
dimensões. Di – Diamêtro da abertura de alimentação; Do –
Diâmetro do overflow; Du – Diâmetro do underflow; L – Altura
do hidrociclone; L1 – Comprimento da seção cilíndrica; I –
Comprimento do tubo
34
Figura 9
Hidrociclones modelos CM1 (a) e CM2 (b) construídos com aço
inoxidável 316 L. A rosca sem fim apresentada (b) foi inserida
na parte cilindríca do hidrociclone CM2
35
xv
Figura 10
Histograma com a porcentagem relativa das partículas de carvão
com diferentes diâmetros, utilizadas para formar a suspensão de
alimentação para os hidrociclones CM2 e CM4
64
xvi
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 Constantes das Eqs. 4 e 6, para as famílias de hidrociclones
Rietema, Bradley e cilíndricos 19
Tabela 2 Constantes da Equação 8 para as famílias de hidrociclone de
Rietema e Bradley 20
Tabela 3 Proporções geométricas de dois modelos de hidrociclones 20
Tabela 4 Dimensões dos modelos de hidrociclones de Rietema, Bradley,
CM1, CM2, CM3 e CM4 30
Tabela 5 Variáveis envolvidas no processo, seus símbolos e suas dimensões 41
Tabela 6
Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global
ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM1) operando com emulsão de
óleo em água, alimentado com bomba de ½ HP em diferentes
vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa)
46
Tabela 7
Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global
ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM1) operando em reciclo com
emulsão de óleo em água, alimentado com bomba de ½ HP em
diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo),
alimentação (Qa), reciclo (Qr) e fluxo que retorna para bomba (Qb)
48
Tabela 8
Esquema do hidrociclone (CM3) mostrando as principais
dimensões. Di – Diamêtro da abertura de alimentação; Do –
Diâmetro do overflow; Du – Diâmetro do underflow; L – Altura
do hidrociclone; L1 – Comprimento da seção cilíndrica; I –
Comprimento do tubo
51
xvii
Tabela 9
Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global
ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM2) operando com emulsão de
óleo em água, alimentado com bomba de 1 HP em diferentes
vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa)
53
Tabela 10
Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global
ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM2) operando em reciclo com
emulsão de óleo em água, alimentado com bomba de 1 HP em
diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo),
alimentação (Qa), reciclo (Qr) e retorno para bomba (Qb)
54
Tabela 11
Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global
ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM3) operando com emulsão de
óleo em água, alimentado com bomba de 1 HP em diferentes
vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa)
56
Tabela 12
Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global
ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM4) operando com emulsão de
óleo em água, alimentado com bomba de 1 HP em diferentes
vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa)
58
xviii
Tabela 13
Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global
ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone modelo de Bradley operando com
emulsão de óleo em água, alimentado com uma bomba de 1 HP
em diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow
(Qo) e alimentação (Qa)
59
Tabela 14
Dados médios da massa de Saccharomyces cerevisia coletada nas
correntes de underflow [U], overflow [O] e alimentação [A] em
diferentes ensaios experimentais realizados com o hidrociclone
(CM2) operando com suspensão de Saccharomyces cerevisia em
água (1,0 % p/v), alimentado com bomba de 1 HP em diferentes
vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa)
62
Tabela 15
Dados médios da massa de partículas de carvão coletada nas
amostras das correntes de underflow [U], overflow [O] e
alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em
diferentes ensaios experimentais realizados com o hidrociclone
(CM2) operando com suspensão de partículas de carvão em água
(1,0 % p/v), alimentado com bomba de 1 HP em diferentes vazões
volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e alimentação (Qa)
65
Tabela 16
Dados médios da concentração de carvão, nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global
ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM4) operando com suspensão de
partículas de carvão em água (1,0 % p/v), alimentado com bomba
de 1 HP em diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu),
overflow (Qo) e alimentação (Qa).
66
xix
LISTA DE SÍMBOLOS
[A] Concentração volumétrica de óleo na alimentação (ML-3)
CV Concentração volumétrica na suspensão de alimentação (ML-3)
Co Concentração volumétrica na suspensão do overflow (ML-3)
Cu Concentração volumétrica na suspensão do underflow (ML-3)
Dc Diâmetro da parte cilíndrica do hidrociclone (L)
Di Diâmetro do duto de alimentação (L)
Do Diâmetro do duto do overflow (L)
Du Diâmetro do duto de saída do underflow (L)
d’50 Diâmetro de corte reduzido (L)
ET Eficiência total
Eu Número de Euler baseado no diâmetro do hidrociclone
F Fração mássica das partículas menores que um dado diâmetro
na corrente de alimentação
Fu Fração mássica das partículas menores que um dado diâmetro
na corrente do overflow
G Eficiência granulométrica
L Comprimento do hidrociclone (L)
L1 Comprimento da parte cilíndrica do hidrociclone (L)
l Comprimento da reentrância do tubo do overflow (L)
[O] Concentração de óleo no overflow (ML-3)
P Número de passos
Q Vazão da suspensão de alimentação (L3T-1)
Qb Vazão da suspensão que passa pela bomba durante o processo
de reciclo (L3T-1)
Qu Vazão da suspensão coletada no underflow (L3T-1)
Qo Vazão da suspensão coletada no overflow (L3T-1)
Re Número de Reynolds baseado no diâmetro do hidrociclone
RL Razão de líquido
Stk50 Número de Stokes
[U] Concentração de óleo no underflow (ML-3)
xx
cv Velocidade de escoamento da suspensão baseada no diâmetro
da parte cilíndrica (L T-1)
X Diâmetro da partícula (L)
uWs Massa total de sólidos coletados no concentrado (M T-1)
Ws Massa total de sólidos na alimentação (M T-1)
∆P Queda de pressão entre as correntes de alimentação e do
diluido (M L-1 T-2)
π Razão entre o perímetro e o diâmetro de uma circunferência
µ Viscosidade absoluta do fluido (M L-1 T-1)
ρ Densidade do fluido (LM-3)
ρs Densidade do sólido (LM-3)
θ Ângulo do cone do hidrociclone (graus)
xxi
ABREVIAÇÕES A Alimentação
O Overflow
U Underflow
CM1 Modelo de hidrociclone com duas partes cônicas e uma cilíndrica
CM2 Modelo de hidrociclone com inserção de uma rosca sem fim
CM3 Modelo de hidrociclone diferenciado do CM2 pela inserção de um tubo
cilíndrico na parte central
CM4 Modelo de hidrociclone diferenciado do modelo tradicional de Bradley
pela inserção de uma rosca sem fim
Introdução
1
1 - INTRODUÇÃO
Sendo simples, fácil de operar e um efetivo separador sólido-líquido, os hidrociclones tem
sido largamente utilizados em indústrias química, metalúrgica e petrolíferas.
O princípio de funcionamento de um hidrociclone é: uma corrente injetada
tangencialmente num vaso cilíndrico cria um campo centrífugo e se divide em duas correntes
axiais de saída. Uma suspensão concentrada desce da parede em direção à saída do fundo,
enquanto o líquido leve sobe pela região central até a saída do topo (Fehr e Cloutier, 1980).
O tamanho do material particulado deve ser entre 1-10 µm de diâmetro, para o
hidrociclone ter boa eficiência. Centrífugas e ciclones funcionam com o mesmo princípio de um
campo centrífugo ampliado para efeito de separação entre sólidos de diferentes tamanhos ou
diferentes líquidos (Cilliers e Harrison, 1997).
Este projeto de pesquisa teve como objetivo a construção e avaliação de protótipos de
hidrociclones a partir dos modelos de Rietema (1961) e Bradley (1965), para avaliar a eficiência
dos mesmos na separação líquido-líquido e sólido-líquido, com sólidos de pequenos diâmetros,
pela variação dos diâmetros (cilíndrico, vortex finder e apex) e/ou pela inserção de uma rosca
sem fim, bem ajustada nas partes cilíndricas dos mesmos, buscando obter parâmetros e
dimensões para separação de óleo emulsionado de água. Em complemento ao trabalho, alguns
modelos desenvolvidos foram testados para separação de células de leveduras (Sacaromyces
cerevisiae) em água e para separação de partículas de carvão em água. Com a alteração dos
modelos e dimensões do equipamento, buscou-se aumentar a eficiência do mesmo.
Visou-se obter dados referentes ao uso de hidrociclone para, a partir dos resultados
obtidos, utilizá-los na área ambiental na função de um separador de fases como pré-depurador
Introdução
2
para redução de parte da carga poluidora, e conseqüentemente, o tempo de tratamento numa
Estação de Tratamento de Esgoto (ETE).
A vantagem de utilizar hidrociclones na área industrial é devido ao menor espaço físico
que o mesmo utiliza comparado a flotadores e decantadores, além de serem equipamentos sem
partes móveis, de fácil operação e que exigem apenas bomba centrífuga para sua alimentação,
quando a pressão ou energia potêncial deste não tem o nível de energia necessário à sua operação.
Além disto, o tempo de residência que o líquido permanece no hidrociclone é pequeno, enquanto
na separação de fases em outros equipamentos, o tempo de residência é maior. Estes fatos podem
tornar o hidrociclone economicamente viável.
Revisão Bibliográfica
3
2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 – Tratamento de águas residuárias
2.1.1 – Águas residuárias
Devido ao impacto ambiental que as águas residuárias podem trazer para o meio
ambiente, o seu tratamento, de forma econômica, antes da disposição no solo ou de seu
lançamento em cursos d'água, torna-se necessário.
Recentemente tem aumentado a preocupação por parte da legislação ambiental quanto ao
descarte de efluentes oleosos em rios e mares. Estas águas provocam um impacto ambiental que
varia com a quantidade dos compostos orgânicos presentes de composições e toxidades
diferentes. Por isso, o descarte da água oleosa só é permitido depois que a quantidade de óleos e
sólidos em suspensão estejam abaixo da concentração máxima estabelecida pela legislação
vigente, que varia conforme o país (Couto e Massarani, 2004).
Na Tabela 1, estão apresentados os principais poluentes em águas residuárias e suas
características.
Tabela 1 – Principais poluentes em águas residuárias e suas características.
Categoria de Poluentes
Índices ou substâncias Indústria (exemplo)
Tratamento (exemplo)
Material orgânico DBO, DQO Processamento de alimentos
Tratamento biológico
Micropoluentes orgânicos perigosos
PCB, pesticidas, tricloroetileno
Pesticidas – fábrica, lavagem
Combustão, etc.
Metais pesados Cd, Pr, Pb Eletrogalvanização Separação Ácidos ou álcalis pH, alcalinidade Têxteis Neutralização Radioatividade Elementos radioativos Energia nuclear Separação
Calor Temperatura Usinas de energia Resfriamento Inorgânicos Nutrientes (N, P) Eletrogalvanização,
fertilizadores Tratamento
químico Microrganismos Vírus, coliforme Esgoto hospitalar Esterilização
Fonte: YANG (1996)
Revisão Bibliográfica
4
Além da preocupação ambiental, existe ainda uma questão econômica relacionada ao
reuso da água de produção para utilização em outros fins dentro das indústrias. Neste caso, o
reuso da água de produção é geralmente concebido depois de uma etapa secundária como o
tratamento biológico, tornando-se assim, mais uma motivação importante por parte destas
indústrias para o tratamento de seus efluentes (Couto e Massarani, 2004).
Óleos leves são altamente tóxicos, devido à presença de maiores quantidades de
compostos aromáticos, enquanto que óleos pesados e mais densos são pouco tóxicos, porém
causam impacto físico de recobrimento de águas. A intensidade do impacto e tempo de
recuperação tendem a serem diretamente proporcionais à quantidade de óleo derramado ou
presente em um ambiente ou local restrito.
Óleos e graxas presentes em águas residuárias existem em várias formas: livre, dispersa
ou em emulsão. A diferença está associada ao tamanho das partículas (droplet size). Em uma
mistura de água-óleo, o óleo livre possui partículas maiores que 150 µm; óleo disperso entre 20 e
150 µm e emulsões menores que 20 µm (Cheryan e Rajagopaln, 1998).
2.1.2 – Tratamento de águas residuárias
Na maioria das vezes, o tratamento de efluentes exige que várias etapas sejam realizadas
para que seja obtido um efluente de qualidade que atenda às especificações vigentes para
descarga num corpo receptor.
2.1.2.1 – Tratamento Preliminar
É a remoção de constituintes da água residuária que possam causar problemas
operacionais e de manutenção nos sistemas de operações do tratamento, de processo e sistemas
Revisão Bibliográfica
5
auxiliares. Já o pré-tratamento é o condicionamento da água residuária para descarga no sistema
de esgotos (Metcalf & Eddy, 1991; Ramalho, 1983).
2.1.2.2 – Tratamento Primário
A seleção de um processo de tratamento ou seqüência de processos depende de um
número de fatores. Alguns desses fatores são (Ramalho, 1983):
→ Características da água residuária: DBO (demanda bioquímica de oxigênio), percentagem
de sólidos suspensos, pH, presença de materiais tóxicos;
→ Exigência de qualidade do efluente;
→ Custo e disponibilidade de terra;
→ Consideração de um possível aumento dos padrões de qualidade de água, necessitando o
projeto de um tipo de tratamento mais sofisticado para o futuro.
O tratamento primário de água residuária implica na remoção de uma porção de sólidos
suspensos e matéria orgânica, realizada usualmente através de operações físicas como
gradeamento e sedimentação (Metcalf e Eddy, 1991; Ramalho, 1983). O efluente do tratamento
primário conterá matéria orgânica considerável e terá uma DBO relativamente alta.
2.1.2.3 – Tratamento Secundário
O termo tratamento secundário inclui todos os processos biológicos de tratamento de
águas residuárias, incluindo aeróbios e anaeróbios (Ramalho, 1983). Porém, o tratamento
biológico se compõe quase que exclusivamente de processos aeróbios, portanto há fenômenos
que se verificam na água contendo ar em solução. Os principais tipos de tratamento secundário
aeróbio são: lodo ativado, lagoas aeradas e lagoas de estabilização. Já o tratamento anaeróbio é
utilizado para águas residuárias bem como para digestão de lodos. Os produtos finais da
Revisão Bibliográfica
6
degradação de lodos são gases, principalmente metano (CH4), dióxido de carbono (CO2),
pequenas quantidades de ácido sulfídrico (H2S) e hidrogênio (H2) (Imhoff, 2002).
O tratamento biológico de esgotos é um fenômeno que pode ocorrer naturalmente no solo
ou na água desde que predominem condições apropriadas para evolução, reprodução e
crescimento de organismos que decompõem a matéria orgânica. É o que ocorre na disposição de
esgotos brutos no solo ou em corpos receptores naturais como lagoas, rios, oceanos, quando não
há uma sobrecarga (Campos, 1994).
Na aplicação do tratamento biológico para o tratamento de resíduos, algumas
recomendações são importantes (Schiavolin, 2001):
→ Não permitir o lançamento de águas residuárias com sólidos dissolvidos ou despejos
tóxicos ao sistema de tratamento;
→ Corrigir o pH e manter a temperatura ideal para a ação dos microrganismos;
→ Dosar substâncias ricas em nutrientes (nitrogênio e fósforo);
→ Evitar a entrada de altas cargas orgânicas no sistema de tratamento;
→ Manter o lodo biológico em atividade constante.
O tratamento secundário é direcionado principalmente à remoção de orgânicos
biodegradáveis e sólidos suspensos (Metcalf & Eddy, 1991). É importante saber que existe
grande possibilidade de toda a matéria orgânica presente no efluente ser biodegradável quando há
uma baixa relação entre DQO e DBO (DBO
DQO < 2)∗. A confirmação da biodegradabilidade pode
se dar pelas seguintes situações (Braile e Cavalcanti, 1993):
→ O despejo bruto, após envelhecimento, deverá ficar com seu pH reduzido;
→ O oxigênio dissolvido (OD), se inicialmente existente, deverá diminuir, podendo
desaparecer.
∗ Se possível DBO20, senão DBO5. ** Não existe maneira ideal de fixar um quociente único. Os números 2 e 0,8 servem apenas para orientação.
Revisão Bibliográfica
7
2.1.2.4 – Tratamento Terciário
O tratamento terciário, também chamado de tratamento avançado de água residuária,
consiste de processos que são projetados para alcançar uma qualidade melhor do efluente do que
os tratamentos secundários citados anteriormente (Ramalho, 1983). Este tratamento poderá
constar da redução adicional de matéria orgânica consumidora de oxigênio, e redução de fósforo
ou de nitrogênio (Imhoff, 2002).
2.2 – Hidrociclones
Delfos et al (2004) relatando trabalhos de outros autores, disseram que os hidrociclones
são usados em várias indústrias para separar dois componentes de densidades diferentes com
auxílio da força centrífuga criada pelo fluxo rotacional. É comum encontrar hidrociclones de
separação de sólido/líquido e sólido/gás em indústria, entretanto, devido à pequena diferença de
densidade entre as fases, é menos comum a aplicação de hidrociclone para separação de dois
líquidos imiscíveis. Uma exceção é a indústria de óleo em que os hidrociclones são usados para
remover o óleo da água produzida antes de ser disposta no mar ou reinjetada na fonte.
O hidrociclone não tem partes móveis e consiste de uma parte cônica ligada a uma parte
cilíndrica. A entrada da alimentação é tangencial à porção superior da parte cilíndrica do ciclone.
Uma das aberturas de saída situa-se na extremidade superior da porção cônica e é chamada de
“vortex finder”, onde descarrega a suspensão diluída (overflow). A outra abertura de saída é o
“apex” que descarrega a suspensão concentrada (underflow) (Chaves et al, 1996). A Figura 1
mostra um desenho de um hidrociclone em corte.
Revisão Bibliográfica
8
Figura 1 – Esquema do hidrociclone mostrando as principais dimensões.
Hidrociclones são capazes de separar substâncias líquidas imiscíveis requerendo uma
pressão diferencial para operar que pode ser fornecida por uma bomba (Chen et al, 2000).
O diâmetro da porção cilíndrica do ciclone é o parâmetro geométrico de efeito prático
mais importante: ele determina o diâmetro de classificação de partículas separadas e é o
responsável pela vazão que o equipamento suporta (o diâmetro do vortex finder também afeta
essa propriedade, mas em menor proporção e são sempre decorrentes do diâmetro da porção
cilíndrica do ciclone) (Chaves et al, 1996 e Rietema, 1961). Em consequência, a necessidade de
efetuar o corte granulométrico pré-fixado impõe a escolha de um determinado diâmetro, na maior
parte das operações indústriais, insuficiente para a vazão desejada, portanto torna-se necessário
usar vários ciclones em paralelo (Chaves et al, 1996).
O ciclone pode ser utilizado como equipamento de desaguamento. Isto é feito variando a
abertura do apex: conforme ela diminui (dentro de limites adequados) aumenta a porcentagem de
sólidos no underflow. Quando existe interesse em manter controle estreito sobre este parâmetro,
Revisão Bibliográfica
9
os ciclones podem ser equipados com dispositivo para regulagem contínua do diâmetro do apex.
Em outros casos, usa-se um sistema para inserir peças com diâmetro desejado na parte inferior do
ciclone, fixando-se mediante dispositivos mecânicos e substituindo estas peças, conforme o
desgaste alargue o orifício (Chaves et al, 1996).
Segundo Cilliers e Harrison (1997), hidrociclones de pequenos diâmetros apresentam uso
crescente, efetuando difíceis separações entre fases, devido à grande força centrífuga gerada. O
uso potencial de hidrociclones na concentração de suspensões microbiológicas é atraente, pois
eles são contínuos, de alta capacidade de injeção, requerem baixa manutenção, além de
possuírem o benefício adicional de poderem ser prontamente esterelizados. A separação de
células microbiológicas de meio de cultura tem sido requerida na maior parte dos processos
microbiológicos, quando se deseja separar células do próprio meio de cultivo, para obtenção de
compostos intra ou extracelular; é um desafio a separação destas pequenas partículas (tipicamente
de 1 a 10 µm de diâmetro) com baixa diferença de densidade em relação ao meio suspenso.
O projeto de hidrociclones, em geral, é baseado na maior parte por relações geométricas e
em correlações derivadas do tempo consumido em estudos experimentais com uma ou mais
geometrias específicas. Embora isto seja aceitável para determinadas geometrias e/ou aplicações,
é um método útil para os fabricantes de ciclones validarem o desempenho de seus produtos. Esta
aproximação não tem aplicação universal (Chen et al, 2000) e não se dirige aos fundamentos da
mecânica dos fluidos que ocorre dentro do ciclone. Conseqüentemente, para o projeto de
diferentes geometrias de ciclones com diferentes sistemas, o procedimento tem valor limitado.
Os modelos tradicionais de hidrociclones (Rietema e Bradley) são caracterizados pela
formação de maior vórtice nas proximidades das paredes. Jirum et al (1990) construiram um novo
modelo de hidrociclone, no qual nenhum vórtice forçado foi desenvolvido. O hidrociclone
apresentou maior velocidade tangencial e menor velocidade radial que o tipo convencional de
Revisão Bibliográfica
10
hidrociclone. O aumento da velocidade tangencial implica no aumento da força centrífuga
imposta na separação das partículas e conseqüentemente num melhor desempenho na separação
das partículas com tamanho menor.
Para aplicações industriais, é desejável saber a taxa de escoamento, a concentração
contínua, a distribuição do tamanho das partículas no underflow e overflow para uma dada
alimentação sob determinadas condições de operação (Chen et al, 2000).
Silva (1989) cita que hidrociclones possuem diâmetro entre 1 e 250 cm, com diâmetro de
corte para a maioria dos sólidos variando de 2 µm a 250 µm. A vazão de alimentação varia de 0,1
a 7200 m3.h-1, a queda de pressão de 34 a 600 kPa e a concentração máxima de sólidos, que pode
ser obtida no concentrado, raramente excede 45 a 50 % em volume.
Wesson e Peter (1994) avaliaram a performance de hidrociclones de diâmetro de 10 mm
para separação de dispersões de óleo em água, com diluições (água/óleo > 500), com tamanho
das gotículas entre 15 µm e 30 µm. A alta velocidade da dispersão na entrada tangencial do
hidrociclone induz a uma significante força centrífuga nas pequenas gotículas de óleo dentro da
câmara do vortex. Felizmente, para pequenas gotas estáveis, a fase dispersada separa melhor que
a fase emulsionada. Entretanto, para a relação A/O, o elevado redemoinho que se forma no
interior do hidrociclone flui dentro da região de entrada do hidrociclone, criando uma emulsão
que dificultará a separação na escala de tempo avaliado para separação.
Petty e Parks (2004) utilizaram hidrociclones com diâmetro de 5 mm, com baixa
capacidade de separação líquido-líquido e com baixa pressão (<< 1 bar). Esta estratégia requer
muitos hidrociclones operando em paralelo para suportar a alta taxa de produção. Porém, a
potencial redução no volume de um conjunto que usa multíplos hidrociclones em paralelo é
extensa. A baixa pressão de separação reduz o custo devido ao uso de materiais de menor custo e
Revisão Bibliográfica
11
bombas menores são suficientes para dar suporte à separação. Além disso, o conjunto de
hidrociclones com menores diâmetros ocupa uma pequena área.
2.3 – Mecanismos de separação no hidrociclone
Segundo Chen et al (2000), modelos matemáticos estão disponíveis para calcular as
eficiências de separação de partículas sólidas e líquidas em hidrociclones. Estes modelos são
normalmente baseados em um ou mais dos seguintes princípios:
1. Modelos empíricos: Estes modelos são determinados por fórmulas de encaixe aos dados
experimentais.
2. Teoria da órbita do equilíbrio: Uma partícula alcança uma posição de equilíbrio radial no
ciclone quando é estabelecida sua velocidade final sendo igual à velocidade radial do
líquido. Isso significa que se o líquido fluir para fora, as partículas irão para a parede e
separadas no underflow. Se o líquido fluir para dentro, as partículas irão com o líquido
pelo overflow.
3. Teoria do tempo de residência: Uma partícula é considerada separada se puder viajar na
região cônica do ciclone.
4. Teoria bifásica do fluxo turbulento: A separação é causada pelo fluxo transversal
turbulento que flui na direção perpendicular ao sentido do campo da força.
Revisão Bibliográfica
12
No ciclone atuam dois mecanismos diferentes sobre a separação das partículas sólidas.
Um deles é o de sedimentação no campo centrífugo, através do qual as partículas mais pesadas
deslocam-se em direção às paredes e depois para o underflow, enquanto empurram as partículas
mais leves para o fluxo ascendente que sai pelo vortex finger. Outro é o arraste das partículas
mais leves pelo fluxo ascendente. Estes dois mecanismos são afetados pela presença das
partículas no manto: a existência destas partículas, nessa posição, interfere com o movimento em
direção ao overflow, podendo melhorar ou prejudicar a seletividade da separação, conforme o
caso. As partículas menores podem sair em qualquer um dos fluxos, dependendo da quantidade
de outras partículas presentes, da quantidade de partículas no manto, da viscosidade da solução
etc. Já as partículas maiores são pesadas demais para serem arrastadas pelo fluxo ascendente e só
podem sair pelo underflow (Chaves et al, 1996). A Figura 2 mostra as trajetórias do líquido
dentro do hidrociclone.
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13
Figura 2 – Esquema mostrando o escoamento interno do fluido no hidrociclone.
Silva (1989) e Soccol (2003) afirmam ainda que a maior parte da suspensão de
alimentação deixa o hidrociclone através do tubo por onde sai a suspensão mais diluida. Assim
forças centrífugas elevadíssimas são geradas no vórtex interno, propiciando uma separação
secundária de elevada eficiência.
Um ponto importante no escoamento interno dos hidrociclones é a formação de um núcleo
central gasoso. O movimento de rotação do líquido cria uma zona normal de baixa pressão que
normalmente resulta na formação de uma superfície livre de líquido ao redor do eixo do
hidrociclone. Se uma das saídas, ou ambas, estiveram abertas para a atmosfera, o núcleo gasoso
central será formado por ar, caso contrário, o núcleo gasoso poderá ainda existir sendo formado
Revisão Bibliográfica
14
por vapor ou gases dissolvidos no líquido. Este núcleo gasoso central pode ser suprimido
evitando a comunicação direta das correntes de saída com a atmosfera e por meio do controle da
pressão nas tubulações das suspensões diluidas e concentradas. Geralmente, a ausência do núcleo
central gasoso produz um aumento da queda de pressão, para uma mesma vazão de alimentação,
assim como uma queda na eficiência de separação (Rietema, 1961; Silva, 1989; Soccol, 2003).
A existência de dois fluxos verticais, um descendente e outro ascendente implica na
existência de um lugar geométrico onde a velocidade vertical é nula (somente a vertical – no
plano horizontal elas continuam girando no sentido do fluxo rotacional). Este lugar geométrico é
uma superfície cilíndrica cônica e é chamado “manto”. As partículas externas a este manto
descarregam via underflow e as partículas internas, via overflow. As partículas que estão neste
lugar geométrico são submetidas de maneira equilibrada à ação da força centrífuga e ao
”empuxo” das partículas mais pesadas que as empuram na direção do vortex finder. Elas, tem
portanto, chances iguais de se dirigirem para o underflow ou para o overflow (Chaves et al,
1996).
Dai et al (1999) mostraram que a pressão decresce gradualmente da entrada de
alimentação para o apex e vortex finder. No mesmo corte de seção, a pressão é maior na parede
do hidrociclone, e esta decresci suavemente e então acentuadamente próximo ao “air core”. A
pressão mínima ocorre na superfície do centro do “air core” e é possível determinar se a medida
da pressão é menor que zero na superfície do “air core”.
O fluxo num hidrociclone possui uma simetria circular com exceção da região do duto da
entrada tangencial. A velocidade do fluxo em qualquer ponto do hidrociclone pode ser
decomposta em três componentes: velocidade tangencial, velocidade radial e velocidade axial ou
vertical. Os conceitos gerais sobre os perfis de velocidade no hidrociclone são apenas
qualitativos, pois os modelos de fluxo nestes aparelhos são altamente complexos, inclusive para a
Revisão Bibliográfica
15
água com viscosidade e gravidade especifica baixa. Assim seria errônio presupor que modelos de
fluxos similares ocorram em ciclones com diferentes geometrias e viscosidades diversas de
fluidos (Svarovsky, 1990).
A velocidade radial das partículas tem um efeito significativo no processo de separação de
um hidrociclone, e é o componente da velocidade mais importante para a separação de partículas
sólidas de líquido. Na seção cônica de um hidrociclone, a velocidade radial aumenta da parede
para o centro do hidrociclone (Dai et al, 1999).
Chu et al. (2000) mediram a turbulência através da relação com a pressão dentro do
hidrociclone. Eles estudaram a flutuação da pressão em várias posições axiais e radiais dentro do
hidrociclone. A maior flutuação de pressão encontrada seria perto da linha central do hidrocilone.
Entretanto, Chu et al não estudaram a peridiocidde das flutuações.
A relação entre os diâmetros do hidrociclone, o tamanho da entrada e as dimensões dos
bocais do underflow e overflow afetam a concentração da entrada e o tamanho da gota dispersada
que pode ser separada, tanto quanto a capacidade dos fluxos das gotas sob pressão. Os
hidrociclones são capazes de separar misturas com diferença de concentração de até 30% entre os
líquidos de diferentes densidades (por exemplo, óleo em água) e com gotas com diâmetro menor
de 10 µm (Dai et al, 1999).
As pesquisas atuais e passadas sobre o desempenho de hidrociclones vêm quase
exclusivamente da indústria de mineração. Para os ciclones classificadores, tem sido elaborados
dois tipos de modelos: o sintético e o analítico. Para poder descrever o comportamento, deve-se
conhecer a dinâmica do escoamento no interior do ciclone. Os estudos feitos conduziram a uma
equação que dá o diâmetro de corte d50, que permite que as partículas tenham chances iguais de
sair pelo topo ou pelo fundo do ciclone (Fehr e Cloutier, 1980).
Revisão Bibliográfica
16
2.4 – Equacionamento
Pereira e Massarani (1995) observaram que a maior parte dos trabalhos de separação
sólido-fluido newtoniano em hidrociclones segue a formulação clássica semi-empírica de
Svarovsky (1990), embora haja grande esforço no desenvolvimento de formulações mais
científicas que englobem a modelagem do campo de velocidade no interior do equipamento.
O equacionamento que descreve a operação de hidrociclones baseia-se em tratamento
adimensional. Os números adimensionais relevantes na operação desses dispositivos são os
números de Stokes (Stk50), de Euler (Eu), de Reynolds (Re), além da concentração volumétrica
de soluto na corrente de alimentação (Cv) e da razão de líquido (RL) (Soccol, 2003; Valente,
2002; Svarovsy, 1990). As expressões para esses números adimensionais são:
Stk 50 = ( ) ( )
c
cs
D
dv
µ
ρρ
18
' 250−
(1)
Eu =( )
2
2
cv
P
ρ
∆− (2)
Re = µ
ρccvD (3)
onde ρs é a densidade do sólido, ρ é a densidade do líquido, µ é a viscosidade do líquido, vc é a
velocidade de escoamento da suspensão baseada no diâmetro da parte cilíndrica do hidrociclone,
d’50 o diâmetro de corte reduzido do dispositivo, Dc é o diâmetro da parte cilíndrica do
hidrociclone, (-∆P) é a queda de pressão entre a alimentação e o overflow do equipamento. As
Revisão Bibliográfica
17
variáveis Q, Qu, Cv , uCv representam, as vazões volumétricas e concentrações volumétricas de
soluto nas correntes de alimentação e do underflow, respectivamente.
Para avaliar o desempenho de um hidrociclone é necessário quantificar o seu diâmetro de
corte e a relação vazão/queda de pressão. É importante, também, o estabelecimento das
eficiências globais e individuais para as condições de operação desejada. Para estimar o diâmetro
de corte, Medronho (1984) sugeriu a seguinte equação:
50Stk = VL
CkR
k
k
31
2
1ln
(4)
onde 1k , 2k e 3k são constantes que dependem da família de hidrociclones estudada e RL
representa a razão de líquido.
Na operação com hidrociclone, quando a suspensão de alimentação é introduzida no
interior do mesmo, operando em regime permanente, uma fração do líquido junto com as
partículas de maior velocidade terminal, é descarregada por meio do orifício da saída do
concentrado. O restante do líquido, com as partículas de menor velocidade terminal é
descarregado, por meio do tubo de saída da suspensão diluída (Silva, 1989). Segundo o autor,
mesmo que o hidrociclone não esteja separando, devido à ação centrífuga, uma certa quantidade
de sólidos é removida no concentrado, numa razão igual a razão de líquido RL. Isto porque o
hidrociclone age também como um divisor de escoamento, tal qual, um tubo de coneção T em
tubulações (Soccol, 2003).
A razão de líquido RL pode ser calculada pelas equações 5 e 6 representadas abaixo:
Revisão Bibliográfica
18
RL = ( )( )CvQ
CvQ uu
−
−
1
1 (5)
em que,
Q – vazão da suspensão de alimentação, L.s-1
Qu – vazão da suspensão concentrada, L.s-1
Cv - concentração volumétrica da suspensão da alimentação, L L-1; e
uCv - concentração volumétrica da suspensão concentrada, L L-1; e
RL = c
c
u
D
DB
(6)
onde Dc e Du são, respectivamente, os diâmetros da parte cilíndrica do hidrociclone e do duto de
saída do underflow, B e C são parâmetros que devem ser ajustados para cada família de
hidrociclones.
A separação num hidrociclone entre sólidos e líquidos é incompleta. Uma fração de
sólidos percorre para o vortex finder ao invés de ir totalmente para o apex, e uma fração de água
da alimentação se dirige para o fluxo concentrado (underflow). Ambas quantificações de
performance requerem dois valores; a recuperação de sólidos da alimentação para o underflow,
R, e a razão da concentração, C, a razão das concentrações do underflow e da alimentação.
Ambos R e C devem ser maximinizados.
Revisão Bibliográfica
19
A recuperação volumétrica total, Rv, é a razão entre a vazão da suspensão concentrada e
alimentação, que deve ser minimizada.
Rv = Q
Qu (7)
Para hidrociclones com ambos fluxos (underflow e overflow) emergindo a pressão
ambiente, Rv não é controlada. Preferencialmente, a razão da concentração do overflow para a
concentração da alimentação deve ser zero.
A Tabela 1 apresenta os parâmetros da família de Rietema e Bradley obtidos por estes
pesquisadores e compara com parâmetros obtidos para os hidrociclones cilíndricos levantados por
Dal Pai Neto et al (1999).
Tabela 1 - Constantes das Eqs. 4 e 6, para as famílias de hidrociclones de Rietema, Bradley e
cilíndricos.
1k 2k 3k B C
Rietema 0,0474 0,742 8,96 145,0 4,75
Bradley 0,055 0,66 12,00 54,6 2,61
Cilíndrico 1,28 0,60 - 5,8 1,68
Fonte: Rietema (1961) e Bradley (1965).
A Tabela 1 não apresenta o valor do parâmetro 3k , que se refere ao termo de
concentração, para o hidrociclone cilíndrico, pois o efeito da concentração não foi estudado por
Rietema (1961) e Bradley (1965). Outra equação importante é a que relaciona o número de Euler
com o número de Reynolds e a concentração volumétrica da alimentação Cv . De acordo com
Medronho (1984) tem-se que:
Revisão Bibliográfica
20
=Eu 654 Re kk Cvk (8)
onde 4k , 5k e 6k5K
são constantes para uma dada família de hidrociclones. Os valores dessas
constantes, sugeridos por Medronho (1984), encontram-se listados na Tabela 2.
Tabela 2 - Constantes da Equação 8 para as famílias de hidrociclones de Rietema e Bradley.
Hidrociclone 4k 5k 6k
Bradley 258,0 0,370 -
Rietema 371,5 0,116 - 2,12
Fonte: Rietema (1961) e Bradley (1965).
Segundo Castilho e Medronho (2000) existem apenas dois grupos bem conhecidos de
hidrociclones geometricamente semelhantes que são os de Rietema (1961) e Bradley (1965). Os
autores apresentam proporções geométricas dos dois grupos de hidrociclones, observado na
Tabela 3.
Tabela 3 – Proporções geométricas de dois modelos de hidrociclones.
Hidrociclone Di/Dc Do/Dc L/Dc L1/Dc l/Dc θθθθ
Bradley 1/7 1/5 - 1/2 1/3 9°
Rietema 0,28 0,34 5 - 0,40 20°
Fonte: Castilho e Medronho (2000)
Castilho e Medronho (1995) utilizando suspensões aquosas a 1% (p/v) de material
particulado com densidade igual a 2,9 g.cm-3, observaram que a vazão produzida por
hidrociclones de Rietema é de 2,0 a 2,7 vezes maior que a produzida por hidrociclones de
Bradley, para determinada queda de pressão e tamanho do equipamento. Por outro lado, estes
Revisão Bibliográfica
21
últimos geram diâmetro de corte reduzido sempre menores que os primeiros e,
conseqüentemente, maiores eficiências globais de separação. Concluindo, portanto, que os
hidrociclones de Rietema são de alta capacidade e os de Bradley de alta eficiência.
2.5 - Eficiência do hidrociclone
A Figura 3 apresenta um esquema simplicado do balanço de massa de um hidrociclone
(Svarovsky,1990).
Figura 3 – Esquema simplificado mostrando o balanço de massa de um hidrociclone.
O balanço de massa global no hidrociclone considerando que não haja acúmulo dentro do
mesmo é dado por:
Revisão Bibliográfica
22
( ) ( ) ( )QCQCQC uuoo ×=×+× (9)
em que:
Q vazão volumétrica da corrente de alimentação L3.T-1
oQ vazão volumétrica da corrente do overflow L3.T-1
uQ vazão volumétrica da corrente do underflow L3.T-1
C concentração volumétrica da suspensão na corrente de alimentação (M.L-3)
Co concentração volumétrica da suspensão na corrente do overflow (M.L-3).
Cu concentração volumétrica da suspensão na corrente do underflow (M.L-3)
A eficiência total de separação do hidrociclone é definida como sendo a razão entre a
massa total de sólidos coletado no concentrado e a massa total de sólidos na alimentação.
×
×=
QC
QCE uu
t (10)
Onde: Et – eficiência total adimensional
A equação também pode ser reescrita como:
Revisão Bibliográfica
23
Et = M
M u (11)
Onde:
Mu – massa de sólidos presente no underflow (kg)
M – massa de sólidos presente na corrente de alimentação (kg)
No caso de eficiência total são considerados todos os sólidos existentes no concentrado,
inclusive aqueles que não foram separados devido a ação centrífuga. O efeito T verificado no
hidrociclone garante uma eficiência mínima de separação. Assim a contribuição do “fluxo morto”
(parte do líquido alimentado que é enviado ao concentrado) deve ser subtraída, obtendo-se assim,
o verdadeiro desempenho de separação do hidrociclone. A eficiência total reduzida foi sugerida
pela Malvern Master Sizer (Malvern instrument, MSS).
E`T =
××
××
QCM
QCM uuu (12)
onde E`T - Eficiência Total Reduzida
Q : vazão volumétrica da corrente de alimentação L3.T-1
uQ : vazão volumétrica da corrente do underflow L3.T-1
C : concentração volumétrica da suspensão na corrente de alimentação (M.L-3)
uC : concentração volumétrica da suspensão na corrente de underflow (M.L-3)
Revisão Bibliográfica
24
M: fração mássica de sólidos na alimentação
Mu: fração mássica de sólidos no underflow
Dentre os demais números adimensionais encontrados na literatura para verificar a
eficiência das famílias de hidrociclones podemos apresentar a eficiência granulométrica
adimensional (G) que está definida na Equação 13:
G = ET
( )( )
XdF
XdFu
(13)
onde X é o diâmetro da partícula, F e Fu são as frações mássicas das partículas menores que um
dado diâmetro X, nas correntes de alimentação e de underflow, respectivamente.
2.6 - Separações centrífugas
Segundo Cilliers e Harrison (1997) e Lima (1996), centrífugas e ciclones funcionam com
o mesmo princípio de aumento do campo centrífugo para afetar a separação entre sólidos e
líquidos, sólidos ou líquidos de diferentes tamanhos e/ou diferentes densidades.
Tradicionalmente, hidrociclones funcionam com menor campo centrífugo que as centrífugas.
Portanto, o campo centrífugo produzido pode ser aumentado pelo decréscimo do diâmetro do
hidrociclone. Por exemplo, campos na faixa de 10 000 - 50 000 g podem ser produzidos em um
hidrociclone de 10 mm de diâmetro a uma capacidade de aproximadamente 150 h -1.
Revisão Bibliográfica
25
A característica fundamental dessas separações é a substituição da força da gravidade que
atua sobre as partículas por uma força centrífuga de maior intensidade que pode ser aumentada à
nossa conveniência aumentando-se a rotação. Tudo se passa como se o peso das partículas fosse
multiplicado por um fator maior que um, de modo que a sedimentação das partículas no seio do
líquido poderá ser tão rápida quanto se desejar. Empregam-se, também, normalmente, na
separação de líquidos imiscíveis, na separação de partículas sólidas ou gotículas em suspensão
nos gases, para separação de gases finamente dispersos em líquidos e para classificação
hidráulica de misturas de sólidos (Gomide, 1980).
As centrífugas podem ser descontínuas, semi-contínuas ou contínuas. No primeiro caso a
carga e a descarga são feitas com a centrífuga parada. Nas operações semi-contínuas ainda é
realizada em batelada, porém não se interrompe a operação para carregar e descarregar. Isto
acarreta economia no consumo de energia porque grande parte do consumo é necessário para
levar a máquina até a rotação de regime. Finalmente, o terceiro tipo de operação é inteiramente
contínuo, sendo a alimentação e a descarga realizadas em regime permanente (Gomide, 1980).
2.7 - Utilização do hidrociclone para separação de microorganismos.
Medronho et. al. (2005) comentaram que uma possível aplicação do uso de hidrociclone é
na perfusão de culturas de células humanas. A retenção de células na perfusão de culturas é
normalmente executada usando centrifugação, microfiltração de fluxo transversal, filtração
rotacional, sedimentação e separação ultra-sônica. Infelizmente, todos esses processos de
separação têm problemas específicos de aplicação (Castilho e Medronho, 2000). O uso do
Revisão Bibliográfica
26
hidrociclone poderá aumentar a confiabilidade do processo, desde que não haja manutenção e o
tempo de vida útil seja extremamente grande para sua aplicação.
Hidrociclones modelo de Bradley com diâmetros menores que 10 mm não podem separar
eficientemente bactérias e leveduras, mas a separação de células humanas foi alcançada com uma
eficiência de 90%. Medronho et al (2005) fizeram trabalho com hidrociclone modelo de Bradely
com diâmetro de 10 mm e diâmetro do underflow de 1 mm, processando 28 cm3. s-1 de
alimentação de suspensão de células em água a 20°C. Não foi possível separar Escherichia coli
com o hidrociclone estudado. Como hidrociclones de Bradley são ciclones de alta eficiência
(Castilho e Medronho, 2000), foi possível concluir que bactérias não podem ser separadas em
hidrociclones com diâmetros abaixo de 10 mm. Leveduras podem ser separadas somente à baixas
eficiências centrífugas. Entretanto, o uso de hidrociclones convencionais para separar leveduras é
suposto ser inviável. Por outro lado, uma eficiência de 90% foi obtida para a separação de células
humanas.
Uma interessante comparação pode ser feita baseada no trabalho de Cilliers e Harrison
(1997). Estes autores trabalharam com um Mozley hidrociclone de 10 mm de diâmetro e com
diâmetros de overflow e underflow de 2 mm e 1 mm, respectivamente. Estas três dimensões são
exatamente as mesmas dimensões do hidrociclone modelo de Bradley. Os autores obtiveram
eficiência total experimental de 27% trabalhando com uma vazão de alimentação da suspensão de
leveduras de 28 cm3 s-1. Para esta taxa de alimentação, a eficiência total simulada encontrada foi
28%.
Considerando novas aplicações, o uso de hidrociclones para separação de leveduras de
processos fermentativos ou de suspensões de leveduras em água tem sido investigadas por alguns
autores (Rickwood et al., 1992; Yuan et al., 1996a e 1996b e Cilliers and Harrison, 1997).
Revisão Bibliográfica
27
Mesmo usando hidrociclones com diâmetro igual ou menor a 10 mm, esses autores não puderam
obter alta eficiência de separação em conjunto com altas concentrações no underflow.
Bergstrom e Vomhoff (2006) reportando o estudo de Yamamoto et al. (1997), verificaram
que poucos estudos dão atenção para a diferença no campo do fluxo interno que é causada por
uma simples variação na geometria do hidrociclone. Apresentou um hidrociclone com o cilindro
interno perfurado, o que melhorou a eficiência de separação do equipamento afetando o vortex
interno, assim como, a área da velocidade radial interna mais para a seção cônica que para a
entrada do vortex finder.
Materiais e métodos
28
3 – MATERIAIS E METODOS
3.1 – Construção dos modelos de hidrociclones
Os equipamentos foram montados na Planta Piloto do Departamento de Engenharia de
Alimentos (DEA), da Faculdade de Engenharia de Alimentos (FEA) da UNICAMP. Ao todo
foram construídos cinco modelos de hidrociclones que diferenciam quanto à forma e dimensão.
Os modelos construídos foram submetidos à bancada de ensaio a fim de serem caracterizados
pela sua eficiência de separação.
Figura 4 – Esquema do ensaio com o hidrociclone mostrando seus principais componentes.
Materiais e métodos
29
(1) Tanque de alimentação: tanque com capacidade de 100 litros para armazenamento
de emulsão de óleo em água ou suspensão de Saccharomyces cerevisiae ou de pequenas
partículas de carvão em água.
(2) Hidrociclone: modelo a ser ensaiado (Bradley, CM1, CM2, CM3 e CM4).
(2a) Tubulação do overflow: onde foram coletadas amostras da corrente do overflow.
(2b) Tubulação do underflow: onde foram coletadas amostras da corrente do underflow.
(3) Tubulação da alimentação: tubulação de alimentação do hidrociclone com a emulsão
de óleo em água ou suspensão de Saccharomyces cerevisiae ou de pequenas partículas de
carvão em água.
(4) Bomba: bomba centrífuga Dancor modelo W-56 1098 com potência de 1 HP, RPM
3480, 110-220 V – Brasil ou modelo 56J0994 com potência de 0,5 HP, RPM 3420, 110 V
– Brasil.
(5) Agitador submersível: marca Fisatom Brasil, modelo 713 D, potência 70-130 w, 115-
230 v, com a finalidade de manter a emulsão ou suspensão uniforme durante toda a
operação.
Para a realização do estudo experimental foram montados sistemas conforme representado
na Figura 4, constituído de um tanque de armazenamento da suspensão do óleo emulsionado em
água, com agitação mecânica, e uma bomba centrífuga (½ HP ou 1 HP), para bombear esta
emulsão para o hidrociclone. Os hidrociclones foram construídos com aço inoxidável 316 L. Os
fluxos de saída (underflow e overflow) eram abertos para a atmosfera.
Em prosseguimento ao trabalho foram feitos testes de aplicação dos hidrociclones
construídos para a concentração de células de Saccharomyces cerevisiae e para separação sólido-
líquido de finas partículas de carvão (<0,149mm) em água. Foram desenvolvidos e construídos os
Materiais e métodos
30
modelos de hidrociclones denominados (CM1), (CM2), (CM3) e (CM4) baseados nos parâmetros
definidos por Rietema e Bradley, cujas dimensões se encontram na Tabela 4.
Foram identificadas as variáveis relevantes que interferem no processo de separação e os
modelos foram modificados para obter-se uma melhor eficiência no processo.
Tabela 4: Dimensões dos modelos de hidrociclone de Rietema, Bradley, CM1, CM2, CM3 e CM4.
(mm) Dc Do Di Du L l L1 P θ (º)
Rietema 50 18 14 10 250 20 65 - 12,3
Bradley 50 10 7 3,5 174 16 25 - 11,3
CM1 50 8 8 8 172 - 50 - 10
CM2 50 8 8 8 250 64 64 3,5 15,4
CM3 50 8 8 8 250 185,5 64 3,5 15,4
CM4 35 4,9 4,9 4,9 250 30 30 3,5 12,3
O hidrociclone modelo CM1 possui uma parte cilíndrica central ligada a duas partes
cônicas, dessa forma não apresenta o tubo de comprimento (I) no interior da parte cilíndrica do
ciclone apresentado pelos modelos de hidrociclones convencionais. Este modelo está ilustrado na
Figura 5. O modelo de hidrociclonene CM1 construído foi apresentado na Figura 9.
Materiais e métodos
31
Figura 5 – Esquema do hidrociclone (CM1) mostrando as principais dimensões. Di – Diamêtro
da abertura de alimentação; Dc – Diâmetro da parte cilíndrica; Do – Diâmetro do overflow; Du –
Diâmetro do underflow; L – Altura do hidrociclone; L1 – Altura da seção cilíndrica; θ - Ânglo do
cone.
Instalou-se um sistema de reciclo do concentrado com parte do fluxo retornando
diretamente até a bomba, nos modelos que contiveram eficiência satisfatória. Foi instalado um
rotâmetro para medir a vazão volumétrica do reciclo. Dessa forma, pretendeu-se atingir uma
melhor eficiência no processo de separação do óleo emulsionado. O sistema de reciclo foi
apresentado na Figura 6.
Materiais e métodos
32
Figura 6 – Esquema de reciclo da alimentação do hidrociclone (CM1) mostrando seus
componentes.
(1) Tanque de alimentação: tanque de alimentação com 30 L da emulsão de óleo-água.
(2) Hidrociclone: a ser ensaiado
(2a) Tubulação do overflow: onde foram coletadas amostras da corrente do overflow.
(2b) Tubulação do underflow: onde foram coletadas amostras da corrente do underflow.
(3) Tubulação da alimentação: tubulação de alimentação do hidrociclone com a emulsão
de óleo em água.
(4) Bomba: bomba centrífuga Dancor modelo W-56 1098, com potência de 1 HP, RPM
3480, 110-220 V – Brasil ou modelo 56J0994 com potência de 0,5 HP, RPM 3420, 110 V
– Brasil
Materiais e métodos
33
(5) Rotâmetro: medidor da vazão volumétrica do refluxo, inicialmente calibrado, marca
Gilmont modelo PF 010, faixa de vazão de 0 a 1000 L.h-1 .
(6) Reciclo: parte do concentrado retorna diretamente até a bomba.
(7) Agitador submersível: marca Fisatom Brasil, modelo 713 D, potência 70-130 W,
115-230 V, com a finalidade de manter a emulsão ou suspensão uniforme durante toda a
operação.
Figura 7 – Esquema do hidrociclone (CM2) mostrando as principais dimensões. Di – Diâmetro
da abertura de alimentação; Do – Diâmetro do overflow; Du – Diâmetro do underflow; L – Altura
do hidrociclone; L1 – Comprimento da seção cilíndrica; θ - Ânglo do cone.
Seguindo o processo de adaptação do modelo de hidrociclone, foi construído o
hidrociclone CM2, apresentado na Figura 7, seguindo as medidas dos modelos convencionais,
alterado pela inserção de uma rosca sem fim de 11 filetes com passo de 3,5 mm na parte cônica
Materiais e métodos
34
do mesmo, com a finalidade de atingir uma melhor eficiência, devido ao aumento do tempo de
residência da amostra no interior do equipamento. O modelo de hidrociclonene CM2 construído
foi apresentado na Figura 9.
Baseado no trabalho de Jirum et al (1990), o hidrociclone CM2 foi modificado pelo
prolongamento da inserção do tubo do overflow, em 185,5 mm, até as proximidades do tubo do
underflow, transformando-se no modelo de hidrociclone denominado (CM3). A sua geometria foi
apresentada na Figura 8.
Figura 8 – Esquema do hidrociclone (CM3) mostrando as principais dimensões. Di – Diâmetro
da abertura de alimentação; Do – Diâmetro do overflow; Du – Diâmetro do underflow; L – Altura
do hidrociclone; L1 – Comprimento da seção cilíndrica; I – Comprimento do tubo.
Materiais e métodos
35
O modelo de hidrociclone CM4 é geometricamente semelhante ao modelo CM2, porém
contendo seis filetes de rosca sem fim com passo de 3,5 mm. As medidas do hidrociclone CM4
estão contidas na Tabela 4, essas foram baseadas no modelo de Bradley, com a inserção de rosca
sem fim na parte cônica do mesmo, com a finalidade de atingir melhor eficiência, devido ao
aumento do tempo de residência da amostra no interior do equipamento.
Não existe nenhum trabalho a fim de comparações com a utilização dos modelos
convencionais de hidrociclone para separação de óleo emulsionado de água. Para tal comparação
foram realizados testes com o hidrociclone de Bradley (1965), cujas definições estão
especificadas na Tabela 4.
(a)
(b)
Figura 9 – Hidrociclones modelos CM1 (a) e CM2 (b) construídos com aço inoxidável
316 L. A rosca sem fim apresentada (b) foi inserida na parte cilindríca do hidrociclone CM2.
Materiais e métodos
36
3.2 – Utilização do hidrociclone para concentração de células de Saccharomyces cerevisiae
suspensas em água.
O hidrociclone CM2 também foi aplicado na tentativa de concentrar células de
Saccharomyces cerevisiae em água. As células de Saccharomyces cerevisiae foram obtidas de
fermento fresco. Os estudos experimentais foram montados conforme o sistema detalhado e
representado anteriormente na Figura 4.
3.3 – Material de ensaio
Utilizou-se como material de ensaio para os testes de eficiência do hidrociclone:
→ Emulsão de óleo de soja em água;
→ Solução de células de Saccharomyces cerevisiae em água;
→ Solução de finas partículas de carvão (< 0,149 mm) em água.
3.3.1 - Preparo das emulsões e soluções de alimentação do sistema.
3.3.1.1 – Preparo das emulsões de óleo em água
Os ensaios foram conduzidos utilizando-se 30 litros da emulsão de óleo em água, com
concentração de 1% (v/v) de óleo emulsionado em água. A emulsão foi preparada dispersando-se
óleo de soja em água com agitação da mistura por 5 minutos a 22.000 rpm com emulsificador
Ultra Turrax da marca IKA T 18 basic.
Materiais e métodos
37
3.3.1.2 – Preparo das suspensões de Saccharomyces cerevisiae
Células de Saccharomyces cerevisiae foram usadas como modelo de suspensão
microbiológica. Foram preparados 25 litros de suspensão com concentração de 1,0 % (p/p),
usadas nos ensaios, por meio da diluição de 250 g de fermento, previamente esfarelos em
pequenos grânulos de forma a facilitar a dissolução, em uma pequena porção de água, seguido de
uma leve agitação mecânica, de forma a obter-se uma suspensão homôgenea. Essa foi diluida em
água (1:25 v/v).
3.3.1.3 – Preparo das suspensões de carvão vegetal
O carvão foi moido em triturador elétrico da marca RADAR - UCHIYAMA & CIA,
modelo 5415. Posteriormente este foi peneirado, para seleção das partículas retidas nas peneiras.
Na análise granulométrica foi utlizado um jogo de 4 peneiras, previamente taradas. As peneiras
foram arranjadas em ordem decrescente de abertura da malha (0,45 mm, 0,30 mm, 0,180 mm e
0,149 mm) sobre um sistema agitador Prooutest, sendo que a de menor abertura ficava na parte
inferior. O vibrador foi ligado por um período de 30 minutos; em seguida as amostras foram
pesadas.
As suspensões de carvão foram preparadas adicionando-se vagarosamente 300 g da
amostra no reservatório, posteriormente diluidas com 30 litros de água de forma a obter
suspensões de carvão de 10g.L-1 e/ou 1,0% (m/v).
Materiais e métodos
38
3.4 – Procedimentos experimentais
Os ensaios experimentais seguiram aos seguintes procedimentos: inicialmente o sistema
era acionado pela bomba centrífuga. Esperava-se o sistema entrar em equilíbrio e iniciava-se a
tomada dos dados de vazão volumétrica das correntes de overflow e underflow. A vazão foi
medida com o uso de proveta de 500 mL e cronômetro. As medidas de vazão volumétrica eram
feitas em seis repetições. A vazão volumétrica da corrente de alimentação foi determinada pela
soma das correntes do underflow e overflow.
Uma vez encerrada a leitura de vazão precedia-se à coleta de amostras da alimentação,
overflow e underflow, simultaneamente, para posterior análise da concentração de óleo
emulsionado em água, de partículas de carvão ou células de Saccharomyces cerevisiae em água.
Após a coleta das amostras, essas eram imediatamente diluídas na proporção de 1:25 para
a análise da concentração de óleo nas correntes de alimentação, overflow e underflow.
Para os ensaios com Saccharomyces cerevisiae e carvão, imediatamente após a coleta dos
dados de vazão volumétrica eram coletados 10 mL de amostras da suspensão das correntes de
alimentação, underflow e overflow em tubos de ensaio para posterior determinação da massa
seca. Os testes foram realizados em triplicata. A quantificação da concentração de células de
Saccharomyces cerevisiae (g.L-1) e a concentração de partículas de carvão em (g.L-1) foram feitas
por secagem a vácuo (640 mmHg) a 65°C até peso constante.
A determinação da concentração de óleo nas correntes de alimentação, overflow e
underflow foram feitas pelo método da demanda química de oxigênio (DQO).
Materiais e métodos
39
3.4.1 – Determinação da concentração de óleo emulsionado em água.
Para determinação da concentração de óleo emulsionado em água, nas amostras, foram
feitas análises de DQO: em tubos de ensaio com tampas rosqueadas, foram adicionados 2,5 mL
de amostra, 1,5 mL de solução de dicromato de potássio e sulfato de mercúrio em meio ácido e
3,5 mL de solução ácida de sulfato de prata. Para valores de DQO maiores que 2.000 mg O2.L-1, a
amostra foi diluída dez vezes. Para estabelecer o branco foi feito o mesmo procedimento no qual
a amostra foi substituída por água destilada. Os tubos de reação foram então colocados em
digestor Hach por duas horas a 150°C. Após esse tempo, os tubos foram removidos e resfriados,
ao abrigo da luz, e realizada a leitura em espectrofotômetro no comprimento de onda de 610 nm.
Para melhorar a precisão do método da DQO, calculou-se a concentração de óleo nas
amostras a partir da equação da reta gerada com a mesma emulsão de óleo em água usada na
alimentação do sistema, para eliminar erros causados pela diluição das amostras.
3.4.2 – Determinação da concentração de Saccharomyces cerevisiae
A separação de células foi avaliada através da quantificação da massa celular seca. Foram
coletadas 10 mL das amostras da corrente do undeflow, overflow e alimentação, posteriormente
centrifugada a 7000 rpm a temperatura controlada de 15°C por 20 minutos. O sobrenadante foi
descartado e a sua massa celular decantada foi seca a vácuo de 640mmHg a 65°C por 24 horas.
Assim, pela diferença de massa do tubo com e sem as células, expressou-se a massa celular seca
em termos de concentração (g.L-1).
Materiais e métodos
40
3.4.3 – Determinação da concentração de partículas de carvão.
A separação das partículas de carvão foi avaliada através da quantificação da massa seca
da amostra coletada em cada fluxo (overflow, underflow e alimentação) do sistema. Foram
coletadas 10 mL das amostras da corrente do underflow, overflow e alimentação em tubos de
centrífuga, posteriormente centrifugada a 7000 rpm a temperatura controlada de 15°C por 20
minutos. O sobrenadante foi descartado e a massa de carvão decantada foi seca a vácuo de
640mmHg a 65°C por 24 horas. Assim, pela diferença da massa do tubo com e sem as partículas
de carvão, expressou-se a massa de carvão em termos de concentração (g.L-1).
3.5 - Balanço de massa do sistema
Para o cálculo do balanço de massa do sistema foi utilizada a seguinte equação:
(((( )))) (((( )))) (((( ))))QCQCQC VuVuoVo ××××====××××++++×××× (10)
onde as variáveis Q , oQ , uQ , VC , VoC e VuC representam as vazões volumétricas e
concentrações das correntes de alimentação, overflow e underflow respectivamente.
Materiais e métodos
41
3.6 – Análise dimensional do sistema
A análise dimensional foi utilizada para determinar as variáveis relevantes que interferem
no processo, sendo determinados os números adimensionais para avaliar o comportamento do
sistema.
As variáveis envolvidas no processo, bem como seus símbolos e suas dimensões, estão
apresentados na Tabela 5:
Tabela 5 – Variáveis envolvidas no processo, seus símbolos e suas dimensões.
Nota: M – massa/ L – comprimento/ T – tempo
As variáveis destacadas com um asterisco (*) foram as variáveis consideradas na análise
dimensional. As outras variáveis ficaram implícitas na análise dos resultados. Logo foram
Variáveis Símbolo Dimensões
Concentração de óleo na alimentação CoA ML-3
Concentração de óleo no overflow CoO ML-3
Diâmetro do cilindro Dc L
Passo da rosca P L
Velocidade da alimentação vA L T-1
Densidade da água ρágua ML-3
Viscosidade da água *µágua M L-1 T-1
Diâmetro da partícula de óleo *Dp L
Densidade do óleo *ρóleo ML-3
Materiais e métodos
42
utilizadas 9 variáveis a serem consideradas na análise adimensional e 3 dimensões, sendo o
número de grupos adimensionais determinados igual a 6 (9-3).
Após a definição das variáveis de trabalho, pelo teorema π - Buckingham foi possível
gerar 6 π - grupos:
π1 = (µágua)a (Dp
b) (ρóleo)c (CoA)d
π1 = [M L-1 T-1]a [L]b[ML-3]c [ML-3]1
[M] = a + c + 1 = 0
[L] = - a + b - 3c - 3 = 0
[T] = – a = 0
Resolvendo o sistema acima temos que a = b = 0 e c = -1. Então o primeiro adimensional
encontrado é:
π1 = (CoA) (ρóleo)-1
Resolvendo o sistema inicial dá-se origem ao segundo número adimensional.
π2 = (µágua)a (Dp
b) (ρóleo)c (Coo)
d
π2 = [M L-1 T-1]a [L]b[ML-3]c [ML-3]1
Conforme calculado para π1 encontramos π2:
π2 = Coo/ρóleo
Para determinação do π3 foi utilizada a seguinte equação:
π3 = (µágua)a (Dp
b) (ρóleo)c (Dc)d
π3 = [M L-1 T-1]a [L]b[ML-3]c [L]1
[M] = a + c = 0
[L] = – a + b – 3c + 1 = 0
Materiais e métodos
43
[T] = – a = 0
Resolvendo o sistema, temos que a = c = 0 e b = -1, obtemos o terceiro número
adimensional:
π3 = Dc/Dp
Para determinação do π4 foi utilizada a seguinte equação:
π4= (µágua)a (Dp
b) (ρóleo)c (P)d
π4 = [M L-1 T-1]a [L]b [M L-3]c [L]1
Conforme caculado para π3 encontramos π4:
π4 = P/Dp
Para determinação do π5 foi utilizada a seguinte equação:
π5 = (µágua)a (Dp
b) (ρóleo)c (va)
d
π5 = [M L-1 T-1]a [L]b[ML-3]c [LT-1]1
[M] = a + c = 0
[L] = - a + b - 3c + 1 = 0
[T] = - a - 1 = 0
Resolvendo o sistema, temos o quinto número adimensional:
π5 = água
óleoapvD
µ
ρ
Seguindo para a determinação dos números adimensionais temos as seguintes equações:
π6= (µágua)a (Dp
b) (ρóleo)c (ρágua)
d
π6 = [M L-1 T-1]a [L]b[ML-3]c [ML-3]1
[M] = a + c + 1 = 0
[L] = – a + b – 3c -3 = 0
Materiais e métodos
44
[T] = – a = 0
Resolvendo o sistema, temos que a = b = 0 e c = -1. Assim foi encontrado o sexto número
adimensional:
π6=ρágua/ρóleo
Resultados e Discussão
45
4 - RESULTADOS E DISCUSSÃO
Os cinco modelos de hidrociclones (modelo de Bradley, CM1, CM2, CM3 e CM4) foram
testados com diferentes vazões volumétricas de alimentação, overflow e underflow. Além disso,
foram realizados alguns testes com reciclo do concentrado na entrada da bomba centrífuga. Essas
vazões volumétricas variavam de acordo com a potência da bomba e capacidade de cada
equipamento.
4.1 – Hidrociclone CM1
A Tabela 6 apresenta os dados experimentais médios de desempenho do hidrociclone
CM1 operando com emulsão de óleo em água, utilizando uma bomba centrífuga de ½ HP. Pode-
se observar que a vazão volumétrica da alimentação, overflow e underflow variaram de 88,70 a
174,10 mLs-1, 19,30 a 148,70 mLs-1 e 18,60 a 131,90 mLs-1, respectivamente. A temperatura da
emulsão variou entre 29 e 38ºC, durante os ensaios. A Tabela 6, mostra a concentração de óleo
(g.L-1) nas correntes de alimentação [A], overflow [O] e underflow [U] para diferentes vazões
volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e alimentação (Qa).
De acordo com os dados dispostos da Tabela 6, observa-se que a concentração de óleo na
saída do overflow é maior que no underflow, portanto quando a vazão volumétrica do underflow
é muito maior que a do overflow, a concentração de óleo na saída do underflow é maior que no
overflow, pois o óleo é forçado a sair pela região de vazão volumétrica superior.
Resultados e Discussão
46
Tabela 6: Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de underflow [U], overflow [O]
e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM1) operando com emulsão de óleo em água, alimentado com
bomba de ½ HP com diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
[U]
(g L-1)
[O]
(g L-1)
[A]
(g L-1) ET RL
21,80 108,00 129,90 8,52 9,45 9,50 0,827 0,827
96,80 20,10 116,90 9,98 9,07 9,50 0,870 0,163
18,60 101,90 120,50 9,86 11,36 11,40 0,843 0,842
72,70 24,00 96,70 12,46 11,27 12,24 0,765 0,227
52,40 36,30 88,70 12,92 11,89 12,43 0,614 0,412
35,70 55,80 91,50 2,53 2,66 2,64 0,614 0,617
21,80 84,20 106,00 2,27 2,80 2,64 0,842 0,872
84,70 19,30 104,00 3,25 2,13 3,13 0,846 0,098
25,40 148,70 174,10 7,19 8,40 7,99 0,898 0,904
131,90 27,70 159,60 6,07 4,70 5,90 0,850 0,131
Segundo Chaves et al (1996), as partículas mais pesadas deslocam-se em direção às
paredes e depois para o underflow, enquanto empurram as partículas mais leves para o fluxo
ascendente que sai pelo vortex finger e ocorre o arraste das partículas mais leves pelo fluxo
ascendente.
Resultados e Discussão
47
A Tabela 6 mostra que a vazão volumétrica do underflow, overflow e alimentação e
consequentemente a velocidade das correntes afetam a eficiência de separação, devido à força
centrífuga gerada no sistema. Quanto maior a vazão da corrente de alimentação, maior a força
centrífuga gerada no sistema.
Esses modelos de hidrociclone são em geral baseados na teoria de órbita do equilíbrio. As
partículas ocupam uma posição de equilíbrio radial no hidrociclone onde a velocidade terminal
estabelecida é igual à velocidade radial do líquido. O que significa, que se o líquido fluir para
fora, as partículas irão direção à parede e serão separadas pelo underflow. Se o líquido fluir para
dentro, as partículas irão com o líquido para o overflow (Svarovsky, 1994).
A Tabela 7 apresenta os dados experimentais médios de desempenho do hidrociclone
CM1 operando em sistema de reciclo com emulsão de óleo em água, utilizando bomba centrífuga
de ½ HP. Pode-se observar que as vazões volumétricas da alimentação, overflow, underflow e
reciclo variaram de 55,74 a 113,35 mLs-1, 23,52 a 90,24 mLs-1, 12,36 a 57,95 mLs-1 e 19,61 a
123,34 mLs-1, respectivamente. A temperatura das emulsões variou entre 29 e 34ºC, durante os
ensaios. A vazão volumétrica da alimentação corresponde ao somatório das vazões volumétricas
do underflow e overflow.
Resultados e Discussão
48
Tabela 7: Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de underflow [U], overflow [O]
e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM1) operando em reciclo com emulsão de óleo em água,
alimentado com bomba de ½ HP com diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu),
overflow (Qo), alimentação (Qa) e reciclo (Qr) e fluxo que retorna para bomba (Qb).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
Qr
(mL s-1)
*Qb
(mL s-1)
[A]
(g L-1)
[U]
(g L-1)
[O]
(g L-1) ET RL
34,89 42,25 77,14 64,07 141,21 167,83 112,79 180,15 0,588 0,588
57,95 23,52 81,47 93,71 175,18 201,29 207,01 155,94 0,732 0,223
26,31 63,47 89,78 107,04 196,82 173,99 154,18 173,11 0,703 0,703
29,86 68,93 98,79 78,89 177,68 218,02 192,04 222,42 0,712 0,712
25,88 50,08 75,96 123,34 199,30 193,36 154,18 185,00 0,631 0,631
37,90 50,49 88,39 47,77 136,16 188,08 168,27 205,69 0,625 0,625
49,39 41,88 91,27 93,70 184,97 126,88 146,25 100,02 0,624 0,361
29,65 64,96 94,61 93,70 188,31 206,13 196,01 214,50 0,714 0,715
26,30 54,78 81,08 110,01 191,09 216,26 179,27 233,43 0,729 0,730
41,25 62,41 103,66 78,89 182,55 225,95 217,14 229,03 0,610 0,610
29,76 43,84 73,60 112,97 186,57 211,42 150,65 229,47 0,647 0,647
21,31 71,63 92,94 78,89 171,83 147,28 114,11 144,05 0,754 0,754
50,87 36,51 87,38 92,22 179,60 111,91 134,36 76,24 0,699 0,283
27,33 53,72 81,05 64,07 145,12 189,40 161,66 193,36 0,677 0,677
19,13 52,02 71,15 64,07 135,22 207,01 166,50 205,69 0,726 0,726
17,98 37,76 55,74 101,11 156,85 220,66 183,68 225,95 0,694 0,694
18,45 50,57 69,02 64,07 133,09 127,32 91,65 125,56 0,723 0,722
12,36 76,17 88,53 49,25 137,78 127,32 106,62 122,47 0,828 0,827
23,11 90,24 113,35 19,61 132,96 126,14 89,74 118,80 0,750 0,749
* Qb = Qr + Qa
Resultados e Discussão
49
Qb foi usado para representar o fluxo de emulsão que entra diretamente na bomba, esse
valor foi calculado pela soma das vazões volumétricas da alimentação e reciclo. Qb variou de
132,96 a 199,30 mLs-1 para o hidrociclone CM1.
A eficiência global de separação do óleo variou de 0,588 a 0,754 (ver Tabela 7) e de 0,614
a 0,898 (ver Tabela 6) usando o modelo de hidrociclone CM1 operando com e sem reciclo,
respectivamente, usando uma bomba centrífuga de ½ HP, conforme definido pela Equação (10).
As Tabelas 6 e 7 contém dados sobre a RL do CM1 operando, respectivamente sem reciclo e com
reciclo, que variou de 0,098 a 0,904 e de 0,223 a 0,827.
Nenhuma diferença significativa entre as concentrações de óleo nas correntes do overflow
e underflow foram encontradas para o hidrociclone CM1 operando sob condições com reciclo ou
sem reciclo. Porém, a diferença de concentração de óleo emulsionado no underflow e overflow
no hidrociclone CM1 operando sob condições de reciclo (ver Tabela 7) foi significativamente
maior que no hidrociclone operando sem reciclo (ver Tabela 6) sob as mesmas condições de
operação. Isso indica que a Equação (10) não está indicando claramente o nível de eficiência total
do equipamento.
Outro importante aspecto dos resultados de distribuição do óleo nas correntes do
underflow e overflow nos hidrociclones CM1 e CM2, mostra que o óleo tende a se concentrar no
overflow, devido a menor densidade das partículas de óleo. Portanto, percebesse que se a vazão
volumétrica do underflow for bem maior que a vazão volumétrica do overflow, as partículas são
forçadas a sairem pelo underflow devido à maior corrente de fluido. Silva (1989) e Soccol (2003)
afirmam ainda que a maior parte da suspensão de alimentação deixa o hidrociclone através do
tubo do diluído. Assim forças centrífugas elevadíssimas são geradas no vórtex interno,
propiciando uma separação secundária de elevada eficiência.
Resultados e Discussão
50
4.2– Hidrociclone CM2
A vazão volumétrica da alimentação, overflow e underflow variaram de 67,96 a 127,51
mLs-1, 32,61 a 93,73 mLs-1 e 13,37 a 90,62 mLs-1, respectivamente, para o hidrociclone CM2,
operando com bomba centrífuga de ½ HP para alimentação da emulsão de óleo em água. A
temperatura da emulsão variou de 29 a 36ºC, durante o processo.
Pode ser observado nas Tabelas 6 e 8 que a diferença de concentração de óleo no
underflow e overflow no hidrociclone CM2 é significativamente maior que no hidrociclone CM1.
Isto pode ser devido ao maior tempo de retenção do fluido no hidrociclone CM2 que possuia uma
rosca sem fim inserida no seu interior que permitiu que o fluxo percorresse entre as voltas da
rosca sem fim, consequentemente aumentando o tempo de residência da suspensão no interior do
equipamento.
A eficiência global de separação variou de 0,477 a 0,852 (ver Tabela 8) para o modelo
CM2 operando com bomba centrífuga ½ HP, e calculada conforme definido pela Equação (10).
Pode-se observar que a RL do hidrociclone CM2 variou de 0,250 a 0,852 (ver Tabela 8) nessas
condições.
Resultados e Discussão
51
Tabela 8: Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de underflow [U], overflow [O]
e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM2) operando com emulsão de óleo em água, alimentado com
bomba de ½ HP com diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
[U]
(g L-1)
[O]
(g L-1)
[A]
(g L-1) ET RL
31,31 87,58 118,89 81,96 109,26 99,14 0,812 0,813
65,79 50,18 115,97 81,96 109,26 99,14 0,477 0,477
43,32 50,07 93,39 109,26 124,23 117,63 0,566 0,566
67,39 60,12 127,51 167,38 116,31 148,45 0,596 0,369
43,71 49,19 92,90 108,38 134,80 128,64 0,555 0,555
40,60 68,36 108,96 165,62 180,59 181,03 0,626 0,626
31,02 87,43 118,45 163,86 167,38 170,47 0,725 0,725
24,82 72,58 97,40 120,27 148,89 143,17 0,775 0,775
41,77 77,84 119,61 109,70 132,60 127,76 0,675 0,676
90,62 32,61 123,23 137,00 135,68 143,61 0,702 0,250
62,28 64,54 126,82 112,79 122,03 122,91 0,505 0,505
28,52 75,93 104,45 187,20 216,26 215,38 0,730 0,730
19,22 89,95 109,17 197,77 317,09 308,28 0,847 0,848
29,96 66,83 96,79 236,51 263,37 260,73 0,697 0,697
31,72 84,68 116,40 167,38 313,57 281,43 0,811 0,811
20,47 92,07 112,54 118,07 164,74 158,14 0,852 0,852
18,23 93,73 111,96 139,65 189,84 189,84 0,837 0,837
22,38 68,41 90,79 180,15 222,42 221,54 0,756 0,757
13,37 54,59 67,96 162,54 180,59 187,20 0,775 0,775
15,14 66,41 81,55 208,33 247,08 250,60 0,803 0,803
18,68 84,68 103,36 211,42 241,36 244,44 0,809 0,809
Resultados e Discussão
52
O hidrociclone CM2 apresenta uma distância de 2,8 mm entre as voltas do parufuso. Esse
tipo de equipamento requer limpeza e inspeção contínua, para assegurar a operação satisfatória
do sistema. O entupimento com óleo compromete o perfeito funcionamento do sistema, devido à
oxidação do material. Uma forma de evitar isto seria construir o hidrociclone com chapa de aço
inoxidável.
As Tabelas 8 e 9 mostram que com utilização da bomba centrífuga de 1 HP pode-se ter
maior vazão de alimentação, consequentemente maior velocidade de entrada que com bomba
centrífuga de ½ HP. A velocidade tangencial é o fator mais importante da perfomance de um
hidrociclone e seu aumento implica em maior força centrífuga gerada para a separação das
partículas e separação das partículas de menor tamanho (Jirum et al, 1990).
Observa-se na Tabela 9 que as vazões volumétricas da alimentação, overflow e underflow
variaram de 115,97 a 162,01 mLs-1, 50,18 a 114,49 mls-1 e 29,40 a 91,66 mLs-1, respectivamente,
para o hidrociclone CM2, operando com bomba centrífuga de 1 HP. Para o sistema operando em
reciclo essas vazões variaram de 74,92 a 127,34 mLs-1, 58,90 a 93,54 mLs-1 e 16,02 a 45,66 mLs-
1, respectivamente e a vazão volumétrica do reciclo variou de 64,07 a 152,98 mLs-1 (ver Tabela
10). A temperatura da emulsão utilizada na alimentação se manteve entre 29 e 43ºC, durante o
processo.
A eficiência global de separação variou de 0,623 a 0,797 (ver Tabela 10) e de 0,477 a
0,827 (ver Tabela 9) para o modelo de hidrociclone CM2 operando com sistema de reciclo e sem
reciclo respectivamente, usando bomba centrífuga de 1 HP. O cálculo da eficiência global do
sistema foi feito de acordo com o especificado na Equação (10).
Resultados e Discussão
53
Tabela 9: Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de underflow [U], overflow [O]
e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM2) operando com emulsão de óleo em água, alimentado com
bomba de 1 HP em diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
[U]
(g L-1)
[O]
(g L-1)
[A]
(g L-1) ET RL
31,31 87,56 118,87 37,49 47,01 46,30 0,652 0,651
58,86 96,11 154,97 114,99 126,88 126,00 0,625 0,625
65,79 50,18 115,97 81,96 109,26 99,14 0,477 0,477
26,91 114,49 141,40 111,47 138,76 136,12 0,825 0,826
91,66 70,35 162,01 96,93 114,99 108,38 0,461 0,461
28,40 100,30 128,70 58,19 100,02 94,29 0,827 0,827
39,15 106,58 145,73 78,00 119,83 125,00 0,701 0,701
40,12 95,07 135,19 64,35 81,52 82,40 0,696 0,696
59,55 97,31 156,86 102,67 113,23 120,27 0,584 0,584
41,13 94,17 135,30 140,97 153,29 155,94 0,684 0,684
Observa-se pela Tabela 9 que as menores eficiências atingidas (0,461 e 0,477) foram para
dois ensaios onde a vazão volumétrica do underflow foi maior que a vazão volumétrica do
overflow. Também foi possível constatar que a concentração de óleo emulsionado no underflow
era menor que a concentração na alimentação e consequentemente a concentração de óleo no
overflow era maior ou aproximadamente igual à concentração da alimentação.
Resultados e Discussão
54
Tabela 10: Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de underflow [U], overflow [O]
e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM2) operando em reciclo com emulsão de óleo em água,
alimentado com bomba de 1 HP em diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow
(Qo), alimentação (Qa), reciclo (Qr) e retorno para bomba (Qb).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
Qr
(mL s-1)
*Qb
(mL s-1)
[A]
(g L-1)
[U]
(g L-1)
[O]
(g L-1) ET RL
40,09 65,80 105,89 107,04 212,93 217,14 196,89 217,58 0,623 0,623
45,66 78,74 124,40 64,07 188,47 264,69 237,83 263,37 0,630 0,630
24,29 82,56 106,85 95,19 202,04 266,01 233,43 266,02 0,773 0,773
23,65 77,17 100,82 115,93 216,75 266,01 231,23 259,85 0,748 0,748
32,76 73,51 106,27 106,27 212,54 271,30 245,32 267,34 0,682 0,682
37,74 89,6 127,34 93,704 221,044 277,46 248,84 276,58 0,701 0,701
42,4 71,29 113,69 123,34 237,03 221,98 215,38 249,72 0,705 0,706
23,41 83,08 106,49 102,6 209,09 205,69 169,15 206,57 0,784 0,784
30,66 80,75 111,41 108,52 219,93 178,83 152,41 177,07 0,718 0,718
39,51 80,44 119,95 67,03 186,98 274,38 243,56 278,78 0,681 0,681
25,92 93,54 119,46 78,89 198,35 239,19 185,44 231,23 0,757 0,757
22,82 76,33 99,15 152,98 252,13 187,20 148,89 193,80 0,797 0,797
22,85 73,69 96,54 108,52 205,06 186,32 148,45 184,56 0,756 0,756
24,82 61,31 86,13 123,34 209,47 173,11 144,49 166,95 0,687 0,686
16,02 58,90 74,92 138,16 213,08 193,36 159,90 188,08 0,765 0,765
Qb = Qr + Qa
Qb variou de 186,98 a 252,13 mLs-1 no hidrociclone CM2 operando com bomba centrífuga
de 1 HP, sob condições de reciclo.
Embora a bomba centrífuga usada nesses ensaios (ver Tabela 9 e 10) tivesse potência de 1
HP, o resultado obtido não foi tão diferente dos resultados usando bomba centrífuga de ½ HP
Resultados e Discussão
55
(ver Tabela 8), apesar da diferença de vazão de alimentação, o que pode ser consequência da alta
turbulência no interior do hidrociclone.
As diferenças das concentrações de óleo emulsionado em água entre o overflow e
underflow nos testes, utilizando o hidrociclone operando em reciclo foi significativamente maior
que no hidrociclone CM2 operando sem reciclo, com o uso de bomba centrífuga de 1 HP.
4.3 – Hidrociclone CM3
As vazões volumétricas da alimentação, overflow e underflow variaram de 100,48 a
157,80 mLs-1, 40,77 a 114,47 mLs-1 e 24,93 a 111,06 mLs-1, respectivamente, para o
hidrociclone CM3, operando com bomba centrífuga de 1 HP. A temperatura da emulsão variou de
29 a 31ºC, durante o processo.
Jirum et al (1990) construiu um modelo de hidrociclone similar, com a inserção de um
tubo na parte cilíndrica. A partir de seu trabalho foi possível concluir que devido à inserção do
tubo, nenhum vórtice forçado foi desenvolvido. O hidrociclone apresentou maior velocidade
tangencial e menor velocidade radial que o tipo convencional de hidrociclone. O aumento da
velocidade tangencial implica no aumento da força centrífuga imposta na separação das
partículas e conseqüentemente num melhor desempenho na separação das partículas com
tamanho menor.
Resultados e Discussão
56
Tabela 11: Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de underflow [U], overflow [O]
e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM3) operando com emulsão de óleo em água, alimentado com
bomba de 1 HP em diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
[A]
(g L-1)
[U]
(g L-1)
[O]
(g L-1) ET RL
24,93 82,82 107,75 205,25 161,66 210,54 0,788 0,789
30,11 76,69 106,80 199,97 157,26 203,05 0,729 0,729
29,99 70,49 100,48 199,97 161,66 209,65 0,735 0,736
111,06 40,77 151,83 174,43 157,26 194,24 0,299 0,299
51,17 95,82 146,99 199,97 177,07 216,26 0,705 0,705
35,01 101,10 136,11 214,50 172,23 221,54 0,767 0,767
88,90 56,59 145,49 100,01 84,61 106,63 0,415 0,415
109,46 48,34 157,80 174,43 155,50 192,92 0,339 0,339
50,49 101,58 152,07 173,11 142,29 181,92 0,702 0,702
39,19 114,47 153,66 248,84 208,33 256,33 0,767 0,767
A eficiência global de separação variou de 0,299 a 0,788 (ver Tabela 11) para o modelo
de hidrociclone CM3 sendo alimentado por bomba centrífuga de 1 HP. Este apresentou uma RL
variando de 0,299 a 0,789 (ver Tabela 11). Por meio da análise da diferença de concentração de
óleo entre as correntes do underflow e overflow, pode-se observar que o hidrociclone CM3 não
apresentou diferença significativa de eficiência em relação ao modelo tradicional de Bradley. O
Resultados e Discussão
57
hidrociclone CM3 apresentou diferença entre as concentrações de óleo nas correntes do
underflow e overflow semelhante à do hidrociclone CM2 operando em sistema de reciclo.
Portanto, em relação ao CM2, o hidrociclone CM3 foi um pouco mais eficiente, entretanto a
eficiência de separação atingida ainda não foi satisfatória para o equipamento ser utilizado no
tratamento de efluentes.
4.4 – Hidrociclone CM4
As vazões volumétricas da alimentação, overflow e underflow variam de 98,30 a 128,71
mLs-1, 45,23 a 94,38 mLs-1 e 31,67 a 58,54 mLs-1, respectivamente, para o hidrociclone CM4,
operando com bomba centrífuga de 1 HP na alimentação da emulsão de óleo em água. A
temperatura da emulsão variou de 29 a 31ºC, durante o processo. A eficiência global de
separação do óleo variou de 0,559 a 0,796 (ver Tabela 12) usando este modelo de hidrocilone. A
RL apresentada na Tabela 12 variou entre 0,353 e 0,796.
Fazendo a comparação da eficiência global do hidrociclone CM4 e do hidrociclone
modelo de Bradley, observou-se que não houve diferença significativa na separação de óleo
emulsionado de água entre os dois modelos de equipamentos.
Resultados e Discussão
58
Tabela 12: Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de underflow [U], overflow [O]
e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone (CM4) operando com emulsão de óleo em água, alimentado com
bomba de 1 HP em diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e
alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
[U]
(g L-1)
[O]
(g L-1)
[A]
(g L-1) ET RL
31,67 94,38 126,05 160,78 215,82 202,96 0,796 0,796
46,78 51,52 98,30 213,18 252,81 236,95 0,559 0,559
37,33 74,99 112,32 159,90 200,85 192,48 0,697 0,697
58,54 45,23 103,77 189,40 139,65 172,23 0,620 0,353
42,32 86,39 128,71 88,56 145,36 132,60 0,736 0,736
38,70 75,44 114,14 119,39 184,12 192,48 0,632 0,632
4.5 – Hidrociclone modelo de Bradley
A fim de comparações dos novos modelos de hidrociclones modificados, a Tabela 13
apresenta os resultados médios dos ensaios experimentais de desempenho do hidrociclone
modelo de Bradley operando com emulsão de óleo em água, utilizando bomba centrífuga de 1
HP, sob as mesmas condições de operação utilizadas nos demais modelos.
Resultados e Discussão
59
Tabela 13: Dados médios da concentração de óleo, nas correntes de underflow [U], overflow [O]
e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios experimentais
realizados com o hidrociclone modelo de Bradley operando com emulsão de óleo em água,
alimentado com bomba de 1 HP em diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow
(Qo) e alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
[A]
(g L-1)
[U]
(g L-1)
[O]
(g L-1) ET RL
31,71 71,36 103,07 196,00 160,34 206,13 0,728 0,728
54,28 54,76 109,04 122,03 86,37 135,68 0,558 0,559
41,40 65,77 107,17 132,60 100,90 145,37 0,673 0,673
21,26 84,16 105,42 138,77 94,73 143,61 0,826 0,826
33,17 65,78 98,95 122,03 97,38 132,60 0,722 0,723
53,62 53,77 107,39 122,03 189,40 233,43 0,958 0,962
42,62 64,44 107,06 208,34 170,91 217,14 0,627 0,627
53,74 53,66 107,40 219,34 185,44 233,43 0,532 0,532
53,37 54,16 107,53 219,34 194,68 243,59 0,560 0,560
32,64 72,44 105,08 219,34 208,77 252,37 0,793 0,794
51,64 54,57 106,21 219,34 207,89 255,45 0,598 0,599
31,43 74,18 105,61 219,34 209,65 255,45 0,818 0,819
34,80 75,11 109,91 191,16 147,13 193,80 0,693 0,693
37,87 61,51 99,38 185,44 153,74 188,96 0,631 0,631
47,19 56,12 103,31 196,89 161,66 207,01 0,571 0,571
30,88 75,48 106,36 210,54 167,83 214,50 0,723 0,723
23,99 84,20 108,19 203,49 161,66 206,57 0,790 0,790
29,99 70,49 100,48 199,97 161,66 209,65 0,736 0,736
30,11 76,69 106,80 199,97 157,26 203,05 0,729 0,729
24,93 82,82 107,75 205,25 161,66 210,53 0,788 0,789
Resultados e Discussão
60
Pode-se observar que as vazões volumétricas da alimentação, overflow e underflow
variaram de 98,95 a 109,91 mLs-1, 53,66 a 84,20 mLs-1 e 21,26 a 54,28 mLs-1, respectivamente.
A temperatura da emulsão variou entre 29 e 33ºC, durante os ensaios.
Pela Tabela 13 observa-se que o óleo emulsionado tende a se concentrar na fração do
overflow, conforme detectado nos demais modelos de hidrociclones.
Segundo disposto na Tabela 13, a diferença entre as concentrações de óleo no underflow e
overflow no hidrociclone modelo de Bradley foram maiores que a diferença entre as
concentrações de óleo entre o underflow e overflow do hidrociclone CM1 e CM2.
A Tabela 4 apresentada mostra que o hidrociclone modelo de Bradley apresenta medidas
de diâmetros da alimentação, overflow e underflow menores que os diâmetros dos hidrociclones
construídos CM1, CM2 e CM3.
A eficiência global de separação do óleo variou de 0,532 a 0,958 (ver Tabela 13) usando o
hidrociclone modelo de Bradley, com bomba centrífuga de 1 HP responsável pela alimentação do
hidrociclone.
Segundo Chaves et al (1996) e Rietema (1961) o diâmetro da porção cilíndrica do ciclone
é o parâmetro geométrico de efeito prático mais importante: ele determina o diâmetro de
classificação de partículas separadas e é o responsável pela vazão que o equipamento suporta (o
diâmetro do vortex finder também afeta essa propriedade, mas em menor proporção e são sempre
decorrentes do diâmetro da porção cilíndrica do ciclone) e os hidrociclones de pequenos
diâmetros apresentam uso crescente, efetuando difíceis separações entre fases, devido à grande
força centrífuga gerada (Cilliers e Harrison, 1997).
Partindo-se desses dados foi construído o hidrociclone CM4, com menores dimensões, a
fim de melhorar a eficiência de separação de óleo emulsionado de água.
Resultados e Discussão
61
4.6 – Utilização de modelos de hidrociclone para concentração de Saccharomyces cerevisia.
A Tabela 14 apresenta os dados experimentais médios de vazões volumétricas das
correntes de alimentação, underflow e overflow e a massa seca de Saccharomyces cerevisia em
cada amostra coletada em cada corrente do hidrociclone CM2, operando com suspensão
microbiológica de Saccharomyces cerevisia a 1,0% (v/v). As vazões volumétricas da
alimentação, overflow e underflow variaram de 83,30 a 123,33 mLs-1, 31,51 a 89,65 mLs-1 e
22,95 a 86,03 mLs-1 respectivamente. A temperatura da suspensão variou de 29 a 33ºC, durante o
processo.
De acordo com os resultados da quantificação de massa seca de Saccharomyces cerevisia,
pode-se concluir que o hidrociclone estudado não é eficiente para a separação de leveduras.
Os hidrociclones modelo de Bradley com diâmetros menores ou iguais a 10 mm não são
eficientes para separar bactérias. Leveduras podem ser separadas apenas com alta eficiência de
centrifugação. Portanto, o uso de hidrociclones convencionais para separação de leveduras é
ineficaz (Castilho e Medronho, 2000).
Analisando a fração massa seca de células de Saccharomyces cerevisia, não foi feito o
cálculo de eficiência de separação, pois não houve diferença significativa entre as concentrações
de massa seca do underflow e overflow.
O uso potencial de hidrociclones na concentração de suspensões microbiológicas é
atrativo porque estes equipamentos requerem pouca manutenção, além do benefício adicional de
serem prontamente esterelizados (Cilliers e Harrison, 1996 e Lima et al, 1996).
Resultados e Discussão
62
Tabela 14: Dados médios da massa de Saccharomyces cerevisia, coletada nas correntes de
underflow [U], overflow [O] e alimentação [A] em diferentes ensaios experimentais realizados
com o hidrociclone (CM2) operando com suspensão de Saccharomyces cerevisia em água (1,0 %
p/v), alimentado com bomba de 1 HP em diferentes vazões volumétricas de underflow (Qu),
overflow (Qo) e alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mL s-1)
[U]
(g)
[O]
(g)
[A]
(g)
64,52 58,81 122,33 0,0284 0,0278 0,0288
24,45 89,65 114,10 0,0285 0,0302 0,0304
22,95 60,36 83,30 0,0287 0,0288 0,0316
29,61 83,62 113,23 0,0292 0,0283 0,0317
40,11 53,28 93,39 0,0290 0,0288 0,0292
47,85 42,52 90,36 0,0291 0,0291 0,0293
37,82 79,20 117,02 0,0285 0,0285 0,0290
86,03 31,51 117,54 0,0285 0,0284 0,0286
Cilliers and Harrison (1997) estudaram a separação de células microbiológicas de
suspensões de culturas, usando um hidrociclone de 10 mm para quantificar a performance de
separação destes equipamentos. A influência da geometria do hidrociclone na recuperação e
proporção de concentração foi verificada. O aumento do diâmetro do vortex finder resultou em
aumento da proporção da concentração e no decréscimo da recuperação de células. O aumento do
spigot mostrou a tendência oposta.
Resultados e Discussão
63
Medronho et al (2005) estudou o efeito da separação de Escherichia coli, Saccharomyces
cerevisiae e celúlas humanas (BHK-21) usando o hidrociclone modelo de Bradley. De acordo
com o trabalho, hidrociclones modelo de Bradley com diâmetros abaixo de 10 mm não são
eficientes para separar microorganismos, mas para a separação de células humanas um nível de
90% de eficiência foi alcançada.
4.7 – Utilização de modelos de hidrociclone para concentração de partículas de carvão
Os dados obtidos com a análise granulométrica das partículas de carvão utilizadas para a
produção da solução de alimentação foram tabulados e agrupados na forma de distribuição
cumulativa, igual ou menor que determinado tamanho (Figura 10). Inicialmente, fez-se os testes
com a junção das partículas de carvão acumuladas nas 4 peneiras, o que causou entupimento do
tudo do underflow. Portanto, para fins de testes, foram selecionadas somente as partículas retidas
na peneira de menor diâmetro, ou seja, somente as partículas de carvão com diâmetro menor que
0,149 mm. Com essa granulometria não houve entupimento do equipamento.
Resultados e Discussão
64
0102030405060
>0,45 <0,45 <0,30 <0,18 <0,149
Diâmetro - d (mm)
Por
cent
agem
rel
ativ
a (%
)
Figura 10: Histograma com a porcentagem relativa das partículas de carvão com diferentes
diâmetros, utilizadas para formar a suspensão de alimentação para os hidrociclones CM2 e CM4.
A Tabela 15 representa os dados experimentais médios de desempenho do hidrociclone
CM2 operando com partículas de carvão, utilizando bomba centrífuga de 1 HP. Foram escolhidas
três vazões volumétricas diferentes para alimentação, overflow e underflow 128,0 mLs-1, 43,67
mLs-1 e 84,32 mLs-1; 106,05 mLs-1, 72,53 mLs-1 e 33,52 mLs-1; 91,69 mLs-1, 53,93 mLs-1 e 37,76
mLs-1 respectivamente. A temperatura das emulsões variou entre 29ºC e 31ºC, durante os ensaios.
A vazão volumétrica da alimentação corresponde ao somatório das vazões volumétricas do
underflow e overflow. A ET variou de 0,333 a 0,433 e a RL variou de 0,315 a 0,410. Não houve
diferença significativa entre a concentração de partículas de carvão no underflow, overflow e
alimentação, portanto o hidrociclone CM2 não foi eficiente no processo de separação de
partículas de carvão de água.
Resultados e Discussão
65
Tabela 15: Dados médios da massa de partículas de carvão coletada nas amostras das correntes
de underflow [U], overflow [O] e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em
diferentes ensaios experimentais realizados com o hidrociclone (CM2) operando com suspensão
de partículas de carvão em água (1,0 % p/v), alimentado com bomba de 1 HP em diferentes
vazões volumétricas de underflow (Qu), overflow (Qo) e alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mLs-1)
[U]
(g)
[O]
(g)
[A]
(g) ET RL
84,32 43,67 127,99 0,0654 0,0538 0,0642 0,671 0,658
33,52 72,53 106,05 0,0677 0,0559 0,0642 0,333 0,315
37,76 53,93 91,69 0,0676 0,0517 0,0642 0,433 0,410
A Tabela 16 representa os dados experimentais médios de desempenho do hidrociclone
CM4 operando com suspensão de carvão para diferentes vazões volumétricas de alimentação,
overflow e underflow que variaram, respectivamente, de 101,69 a 148,88 mLs-1, de 22,62 a 76,76
mLs-1 e de 44,76 a 87,10 mLs-1. A temperatura das emulsões variou entre 29 e 31ºC, durante os
ensaios. A vazão volumétrica da alimentação corresponde ao somatório das vazões volumétricas
do underflow e overflow.
Resultados e Discussão
66
Tabela 16: Dados médios da concentração de carvão, nas correntes de underflow [U], overflow
[O] e alimentação [A], eficiência global ET e razão de líquido RL em diferentes ensaios
experimentais realizados com o hidrociclone (CM4) operando com suspensão de partículas de
carvão em água (1,0 % p/v), alimentado com bomba de 1 HP em diferentes vazões volumétricas
de underflow (Qu), overflow (Qo) e alimentação (Qa).
Qu
(mL s-1)
Qo
(mL s-1)
Qa
(mLs-1)
[U]
(g)
[O]
(g)
[A]
(g) ET RL
44,76 76,76 121,52 0,0746 0,0616 0,0707 0,389 0,367
59,60 44,53 104,13 0,0710 0,0559 0,0707 0,575 0,572
55,10 46,59 101,69 0,0626 0,0462 0,0718 0,472 0,547
87,10 22,62 109,72 0,0871 0,0523 0,0768 0,900 0,785
86,79 62,09 148,88 0,0396 0,0155 0,0318 0,726 0,578
Os hidrociclones CM2 e CM4 não atingiram boa eficiência global de separação das finas
partículas de carvão. A eficiência variou de 0,333 a 0,671 (ver Tabela 15) e de 0,389 a 0,900 (ver
Tabela 16) para os hidrociclones CM2 e CM4 respectivamente, com potência de alimentação de 1
HP. Pelas Tabelas 15 e 16 também é possível analisar o valor da razão de líquido (RL) em cada
ensaio. A RL variou de 0,315 a 0,6548 e de 0,367 a 0,785 para os hidrociclones CM2 e CM4,
respectivamente. Esse cálculo de eficiência global foi baseado na equação (10) apresentada
anteriormente e conforme verificado por Castilho e Medronho (1992). Os hidrociclones são
muito simples de construir, no entanto, é muito difícil predizer seu desempenho utilizando apenas
teoria e com esta equação não foi possível prever a real eficiência do equipamento.
Resultados e Discussão
67
Porém, conforme analisado, as diferenças de massa de carvão coletadas simultaneamente
nos fluxos do underflow e overflow não apresentam grande diferença nos equipamentos
empregados com a finalidade de separador de partículas sólidas de diâmetro menor que 0,180
mm.
Apesar da pequena diferença observada na diferença de massa nas correntes do overflow
e underflow para os dois equipamentos, pode ser observado, nas Tabelas 15 e 16, que o
hidrociclone CM4 apresentou melhor eficiência de separação que o hidrociclone CM2, isso deveu-
se à diferença de geometria entre os equipamentos. O hidrociclone CM4 apresentou um menor
diâmetro da porção cilíndrica que o hidrociclone CM2. Hidrociclones de pequenos diâmetros
podem efetuar difíceis separações entre fases devido à grande força centrífuga gerada.
Não foi possível fazer uso da análise adimensional desenvolvida, pois os dados de
eficiência global obtidos não apresentaram diferença significativa necessária para a obtenção das
correlações.
Conclusão
68
5 - CONCLUSÃO
Pela análise dos resultados experimentais apresentados e para as condições específicas de
trabalho, temos as conclusões para aplicação dos diferentes modelos de equipamentos no
tratamento de águas residuárias:
♦ Nos hidrociclones modelos CM1, a concentração de óleo na saída do overflow foi maior que
no underflow, contudo quando a vazão volumétrica do underflow é muito maior que a do
overflow, a concentração de óleo na saída do underflow é maior que no overflow, pois o
óleo acaba sendo forçado a sair pela região de vazão volumétrica maior.
♦ A eficiência global de separação do óleo emulsionado de água nos hidrociclones CM1 e
CM2 operando sob condições de reciclo foi significativamente maior que no mesmo modelo
de hidrociclone operando sem reciclo.
♦ A eficiência global de separação do óleo emulsionado de água no hidrociclone CM2 é
significativamente maior que no hidrociclone CM1 sob as mesmas condições de operação,
devido ao maior tempo de retenção do fluido no hidrociclone CM2.
♦ O aumento da potência da bomba utilizada não resultou em aumento da eficiência global de
separação do hidrociclone CM2, que pode ser consequência da alta turbulência no interior
do hidrociclone.
♦ O hidrociclone CM3 não apresentou diferença significativa de eficiência em relação ao
modelo tradicional de Bradley.
♦ O hidrociclone CM3 apresentou eficiência global semelhante à do hidrociclone CM2
operando em sistema de reciclo, portanto, em relação ao CM2, o hidrociclone CM3 foi um
pouco mais eficiente.
Conclusão
69
♦ A eficiência global do hidrociclone modelo de Bradley foi maior que a dos hidrociclones
CM1 e CM2 operando em mesmas condições.
♦ A eficiência global do hidrociclone CM4 foi semelhante à apresentada pelo hidrociclone
modelo de Bradley.
♦ Os hidrociclones estudados não foram eficiente para a separação de Saccharomyces
cerevisiae.
♦ Os hidrociclones CM2 e CM4 não atingiram boa eficiência global de separação de partículas
finas de carvão. Apesar da pequena diferença de massa nas correntes do overflow e
underflow para os dois equipamentos, o hidrociclone CM4 apresentou melhor eficiência de
separação que o hidrociclone CM2, devido à diferença de geometria entre os equipamentos.
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